DISSERTA O DE MESTRADO Pg Iniciais.doc)repositorio.unicamp.br/bitstream/REPOSIP/264452/1/Silva... · 2018-08-14 · SILVA, Marco Fabrício Lopes Pereira da, Influence of the Lubricant

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA

COMISSÃO DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

Influência do Uso de Lubrificantes no Processo

de Estampagem Profunda com Chapas Espessas

de Aço

Autor: Marco Fabricio Lopes Pereira da Silva

Orientador: Prof. Dr. Sérgio Tonini Button

08/07

i

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA

COMISSÃO DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

Influência do Uso de Lubrificantes no Processo

de Estampagem Profunda com Chapas Espessas

de Aço

Autor: Marco Fabricio Lopes Pereira da Silva

Orientador: Prof. Dr. Sérgio Tonini Button

Curso: Engenharia Mecânica

Área de Concentração: Materiais e Processos de Fabricação

Dissertação de mestrado acadêmica apresentada à comissão de Pós Graduação da

Faculdade de Engenharia Mecânica, como requisito para a obtenção do título de Mestre em

Engenharia Mecânica.

Campinas, 2007

S.P. – Brasil

ii

FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA

BIBLIOTECA DA ÁREA DE ENGENHARIA E ARQUITETURA - BAE - UNICAMP

Si38i

Silva, Marco Fabricio Lopes Pereira da

Influência do uso lubrificantes no processo de estampagem

profunda com chapas espessas de aço / Marco Fabricio Lopes

Pereira da Silva. --Campinas, SP: [s.n.], 2007.

Orientador: Sérgio Tonini Button

Dissertação (mestrado) - Universidade Estadual de Campinas,

Faculdade de Engenharia Mecânica.

1. Aço - Fratura. 2. Conformação de metais. 3. Estatística –

analise. 4. Analise de regressão. I. Button, Sérgio Tonini. II.

Universidade Estadual de Campinas. Faculdade de Engenharia

Mecânica. III. Título.

Título em Inglês: Influence of the lubricant use in the process of deep drawing with thick steel

sheeet metals

Palavras-chave em Inglês: Cracking, Mechanical forming, Statitical analysis, Binary logistic

regression

Área de concentração: Materiais e Processos de Fabricação

Titulação: Mestre em Engenharia Mecânica

Banca examinadora: Anselmo Eduardo Diniz, Luciano Pessanha Moreira

Data da defesa: 29/05/2007

Programa de Pós-Graduação: Engenharia Mecânica

iv

Dedicatória:

Dedico este trabalho a DEUS que colocou pessoas e idéias que iluminaram esse longo caminho,

aos meus pais Nelson e Hilda que, representando coragem, luta e honestidade inspiram-me para

os desafios da vida, à minha esposa CRISTINA, pelo seu amor e carinho que me forneceu

estímulos para a execução deste projeto.

v

Agradecimentos

Este trabalho não poderia ser terminado sem a ajuda de diversas pessoas às quais presto minha

homenagem:

Ao meu orientador Sergio Tonini Button que me instruiu e possibilitou ampliar minhas fronteiras

com seu valiosíssimo conhecimento.

Ao amigo Dipl.-Ing. (FH) Stefan Schlechtriem, modelo de dinamismo e liderança, por auxiliar na

elaboração dessa proposta e desenvolvimento desse trabalho.

Ao amigo Prof. MSc. Sidney Ragazzi, IMECC-Unicamp, pela atenção e orientação no conteúdo

estatístico desse trabalho.

Ao senhor Herman Eberle, Schaeffler do Brasil, que me possibilitou percorrer o rumo de meu

desenvolvimento profissional.

A todos os que me apoiaram na realização deste trabalho, inclusive colaboradores das empresas

Schaeffler Brasil Ltda e a Fuchs do Brasil S.A.

vi

Nosso sentimento da realidade neste mundo material é totalmente ilusório. Nada conhecemos da

verdadeira natureza dos objetos e dos seres, mas apenas as impressões que produzem sobre

nossos sentidos, e deduzimos conclusões, quase sempre errôneas, do conjunto dessas impressões

Annie Wood Besant

vii

Resumo

SILVA, Marco Fabricio Lopes Pereira da, Influência do Uso de Lubrificantes no Processo de

Estampagem Profunda com Chapas Espessas de Aço, Campinas: Faculdade de Engenharia

Mecânica, Universidade Estadual de Campinas, 2007, 135 p. Dissertação (Mestrado).

O objetivo deste trabalho foi avaliar a influência da lubrificação sobre os esforços do

processo e produto durante o embutimento profundo de corpos com chapas metálicas, conforme

ABNT NBR 5906: 1984 grau EPA de espessura 3,5mm e entender as causas da fratura no produto

durante o embutimento sobre condições específicas de processo. Ocorrências de defeitos como

trincas, acabamentos indesejáveis, estrangulamentos, entre outros, em componentes estampados

desse gênero e nessa ordem de espessura, justificam avaliar como o lubrificante atua sobre as

características do processo de embutimento e quais são seus efeitos sobre as características

dimensionais do produto. Para avaliar a ocorrência da fratura dos corpos de prova, foi realizado o

primeiro conjunto de experimentos (sem lubrificantes) planejados pelo método fatorial, com a

intenção de selecionar os corpos de prova para a segunda fase de experimentos. Os resultados

foram coletados e analisados, podendo-se concluir nessa primeira fase que a probabilidade de

fraturar o corpo de prova é maior em função do diâmetro externo do blanque do que em função do

raio da ferramenta e que, a partir dos testes estatísticos não foi evidenciada a influência do prensa

chapa sobre a probabilidade de fraturar o corpo de prova. Também nota-se que a não atuação do

prensa chapa favorece a diminuição da força máxima de embutimento pela maior influência do

raio da ferramenta. Quanto à ocorrência da fratura dos corpos de prova no segundo conjunto de

experimentos planejados pelo método fatorial, com o objetivo de avaliar o desempenho de cinco

lubrificantes, verificou-se que não houve influência da lubrificação sobre os resultados de fratura.

Novamente foi identificada a relação com o raio da ferramenta (R) e com a atuação do prensa

viii

chapa, reforçando a hipótese de sensibilidade do produto em função da geometria da ferramenta.

Avaliando-se os tipos de lubrificantes sobre a estricção da parede do produto em pontos

específicos, observou-se uma deformação significativa quanto comparada com os resultados sem a

aplicação de lubrificantes. Os cinco lubrificantes selecionados para os ensaios não minimizaram o

efeito de fraturas nos corpos de prova, porém foi evidenciado efeito nos esforços de embutimento,

destacando-se dos demais o lubrificante semi-sintético Extrudoil 319 HT.

Palavras Chave

- fratura, conformação mecânica, análise estatística, regressão logística binária.

ix

Abstract

SILVA, Marco Fabrício Lopes Pereira da, Influence of the Lubricant Use in the Process of Deep

Drawing with Thick Steel Sheet Metals, Campinas: Faculdade de Engenharia Mecânica,

Universidade Estadual de Campinas, 2007. 135 p., Dissertation (Master Degree).

The objective of this work was to evaluate the influence of the lubrication on the process

and product during the deep drawing of metallic cups, as Brazilian standard ABNT NBR

5906:1984, degree EPA to thickness 3,5mm and to understand the causes of the cracking during

deep drawing, on specific conditions of this process. Occurrences of defects as crack, undesirable

finishing, necking, among others, in stamped components in this level of thickness, justify

evaluating the lubricant on the characteristics of the deep drawing process and the effect on the

dimensional characteristics of the product. To evaluate the occurrence of cracking in the cups, it

was planned the first set of experiments (without lubricant) with the factorial design, to select the

cups for the second phase of experiments. The results had been collected and analyzed, being able

to conclude in this first phase that the probability to crack the cup is bigger in function of the

external diameter of blank, in function of the diameter of the tool, and according to the statistical

tests, there were not evidences of the influence of the blank holder on the probability for cracking.

Also without the blank holder there was a reduction of the maximum force of deep drawing

because the biggest influence of the diameter of the tool. To evaluate the occurrence of cracking of

the cups a second phase of experiments was planned with the factorial design, with the objective

to evaluate the performance of five lubricants. It was verified that there was not influence of the

lubrication on the cracking results; however it was again identified the relation with the diameter

of the tool and with the performance of the blank holder, strengthening the hypothesis of

x

sensitivity of the product in function of the geometry of the tool. Evaluating the five lubricants

influence on the reduction of area of the cup wall in specific points, it was observed a significant

deformation when compared with the results without lubricant. The five lubricants selected for the

tests had not minimized the effect of cracking, however evidenced the effect in the deep drawing

load, being the semi-synthetic lubricant Extrudoil 319 HT the best of these five lubricants.

Key Words

- cracking, mechanical forming, statistical analysis, binary logistic regression.

xi

Índice

Lista de Figuras .............................................................................................................................. xiv

Lista de Tabelas............................................................................................................................xviii

Nomenclatura ................................................................................................................................. xxi

Letras Latinas ............................................................................................................................. xxi

Letras Gregas.............................................................................................................................. xxi

Superescritos.............................................................................................................................. xxii

Subscritos ................................................................................................................................... xxii

Siglas e Abreviaturas ................................................................................................................xxiii

Capítulo 1 - Considerações iniciais................................................................................................... 1

1.1 Introdução ................................................................................................................................ 1

1.2 Objetivos .................................................................................................................................. 2

1.3 Justificativas............................................................................................................................. 3

1.4 Descrição dos capítulos............................................................................................................ 3

Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica.................................................................................................... 5

2.1 Descrição do processo de estampagem com ênfase em produtos de chapas espessas............ 5

2.2 Variáveis do sistema de estampagem profunda ....................................................................... 8

2.3 Lubrificação ........................................................................................................................... 14

2.3.1 Características dos lubrificantes ................................................................................... 14

2.3.2 Regimes de lubrificação................................................................................................ 16

2.3.3 Tipos de lubrificantes.................................................................................................... 17

2.4 Produtos, geometrias e defeitos ............................................................................................. 20

xii

Capítulo 3 – Materiais e métodos.................................................................................................... 23

3.1 Especificação do material ...................................................................................................... 25

3.1.1 Caracterização das propriedades mecânicas e químicas............................................... 25

3.1.2 Caracterização do acabamento superficial: rugosidade e textura ................................. 26

3.2 Especificação do corpo de prova e ferramental ..................................................................... 27

3.2.1 Geometria do blanque e características do corpo de prova........................................... 27

3.2.2 Dimensionamento do ferramental................................................................................. 30

3.2.3 Instrumentação e aquisição de dados do ensaio............................................................ 35

3.2.4 Acabamento superficial da ferramenta ......................................................................... 38

3.3 Especificação do lubrificante ................................................................................................. 40

3.4 Planejamento experimental .................................................................................................... 42

3.4.1 Planejamento para a primeira fase ................................................................................ 42

3.4.2 – Planejamento para a segunda fase ............................................................................. 44

3.4.3 – Metodologia para análise de resultados dos experimentos ........................................ 46

Capítulo 4 - Resultados e Discussão ............................................................................................... 48

4.1 Análise dos ensaios do material ............................................................................................. 48

4.1.1 Propriedades mecânicas e químicas.............................................................................. 48

4.1.2 Acabamento superficial ................................................................................................ 50

4.1.3 Espessura da chapa ....................................................................................................... 52

4.2 Análise dos ensaios com o ferramental e corpo de prova ...................................................... 53

4.3 Análise dos ensaios com os lubrificantes............................................................................... 56

4.4 Análise dos resultados dos experimentos .............................................................................. 57

4.4.1 Resultados da primeira fase .......................................................................................... 58

4.4.2 Resultados da segunda fase........................................................................................... 81

4.4.2.1 - Análise do comportamento das fraturas.................................................................. 85

4.4.2.2 - Análise dos esforços de embutimento..................................................................... 88

4.4.2.3 Análise da qualidade do produto quanto a estricção ................................................. 92

Capítulo 5 - Conclusões e sugestões para próximos trabalhos........................................................ 98

5.1 Conclusões ............................................................................................................................. 98

5.2 Sugestões para trabalhos futuros............................................................................................ 99

xiii

Bibliografia.................................................................................................................................... 101

Normas técnicas empregadas..................................................................................................... 101

Referências Citadas.................................................................................................................... 101

xiv

Lista de Figuras

Figura 1 – Peça com fratura após estampagem ................................................................................. 2

Figura 2 – Forças predominantes na estampagem profunda de um copo. (Adaptado de Schuler,

1998).................................................................................................................................................. 6

Figura 3 – Regiões dos esforços do produto sob estampagem profunda (BRESCIANI FILHO, et.

al., 1986)............................................................................................................................................ 6

Figura 4 – Esforços atuantes nas regiões de um corpo (BRESCIANI FILHO, et al., 1986). ........... 7

Figura 5 – Representação dos elementos principais que compõem a estampagem profunda de

chapas. ............................................................................................................................................... 8

Figura 6 – Relação do limite de estampagem profunda única para peças cilíndricas (Adaptado de

Schuler, 1968). .................................................................................................................................. 9

Figura 7 - Curva de Stribeck (Schey, 1983).................................................................................... 11

Figura 8 - Pontos de diferentes condições de lubrificação no processo de embutimento profundo

(Schey, 1983) .................................................................................................................................. 16

Figura 9 – Aspecto macroscópico do rompimento de uma peça..................................................... 21

Figura 10 – Ensaio Swift de estampagem profunda (Adaptado de Garcia, et al., 2000) ................ 24

Figura 11 – Causas e efeitos hipotéticos da falha. .......................................................................... 24

Figura 12 – Rugosímetro de raio “Form TalySurf Series 2 PGI - Taylor Robson Pneumo”.......... 26

Figura 13 – Dimensionamento do produto antes (1) e após o embutimento (2). ............................ 27

Figura 14 – Blanque com oito furos de diâmetro 15,3 mm no diâmetro médio de 108 mm. ......... 28

Figura 15 – Cilindros a gás aplicados em ferramentas de estampagem (Prodty, 2006). ................ 33

Figura 16 – Comparativo entre a força de sujeição do cilindro de gás e mola helicoidal ao longo do

curso de embutimento. .................................................................................................................... 34

Figura 17 – Foto dos cilindros de gás instalados no sujeitador da ferramenta do experimento...... 34

Figura 18 – Foto das molas helicoidais instaladas no sujeitador da ferramenta do experimento. .. 35

Figura 19 – Fotografia transdutor de força preparado com extensômetros elétricos. ..................... 36

xv

Figura 20 – Transdutor resistivo de deslocamento linear. .............................................................. 37

Figura 21 – Transdutor resistivo de deslocamento linear instalado na ferramenta do experimento.

......................................................................................................................................................... 38

Figura 22 – Medição da rugosidade da matriz ................................................................................ 38

Figura 23 – Medição da rugosidade do punção............................................................................... 39

Figura 24 – Aplicação do silicone para réplica da textura do raio do punção ................................ 39

Figura 25 – Aplicação do silicone para réplica da textura do raio da matriz .................................. 40

Figura 26 – Regiões para medição das espessuras no corpo de prova embutido............................ 44

Figura 27 – Valores de rugosidade aritmética e comparativo em µm, para os raios do punção e

matriz de 6 mm e 8 mm................................................................................................................... 51

Figura 28 – Fotos das réplicas de silicone dos raios do punção...................................................... 51

Figura 29 – Ampliação 100x (a) e 400x (b) respectivamente em microscópio ótico, da réplica do

acabamento superficial do raio da ferramenta................................................................................. 52

Figura 30 – Valores de espessura inicial do blanque. ..................................................................... 53

Figura 31 – Resultado da simulação para previsão dos esforços de embutimento. ........................ 53

Figura 32 – Simulação para previsão do funcionamento na ferramenta. ........................................ 54

Figura 33 – Previsão da tensão plástica efetiva para o diâmetro inicial do blanque 185 mm......... 54



Figura 36 – Blanques com diâmetro externo 135 mm, 145 mm, 155 mm, 165 mm, 175 mm e 185

mm................................................................................................................................................... 56

Figura 37 – Massa de lubrificantes aplicados nos blanques............................................................ 57

Figura 38 – Análise de superfície para a probabilidade de fratura P(Frat) em função do diâmetro

externo do blanque (De) e do raio da ferramenta (R). .................................................................... 61

Figura 39 – ANOVA para classificação dos corpos de prova como fraturados e não fraturados... 62

Figura 40 - Comparativo entre a situação de fratura real das quantidades de peças fraturadas no

ensaio e a situação prevista. ............................................................................................................ 62

Figura 41 – Quantidade de corpos de prova que fraturados (Frat/s) e não fraturados (Frat/n)em

relação ao diâmetro externo do blanque (De) ................................................................................. 63

Figura 42 – Corpo de prova embutido a partir do blanque de 165 mm, com raio de matriz/punção

de 6 mm com a atuação do prensa chapa. ....................................................................................... 64

xvi


de 6 mm sem a atuação do prensa chapa......................................................................................... 64













Figura 50 – Corpo de prova embutido a partir do blanque de 135 mm com região da aba

comprometida.................................................................................................................................. 68


comprometida.................................................................................................................................. 68

Figura 52 – Corpo de prova embutido a partir do blanque de 185 mm. Ensaio com todos os corpos

de prova fraturados.......................................................................................................................... 69

Figura 53 – Corpo de prova embutido a partir do blanque de 155 mm sem fratura. Ensaio com

nenhum corpo de prova fraturado. .................................................................................................. 69

Figura 54 – Análise de superfície a força máxima de embutimento (Fmax) em função do diâmetro

externo do blanque (De) e do raio da ferramenta (R) com e sem a atuação do prensa chapa (BH).

......................................................................................................................................................... 71

Figura 55 – Principais efeitos que influenciaram os resultados de força de embutimento máximo

(Fmax). ............................................................................................................................................ 72

Figura 56 – Ajuste linear do modelo força máxima (Fmax) em função do diâmetro externo do

blanque (De) com atuação do prensa chapa (BH)........................................................................... 72


blanque (De) sem atuação do prensa chapa (BH). .......................................................................... 73

xvii

Figura 58 – Relação entre as espessuras no raio do flange, prensa chapa e os diâmetros externos.74

Figura 59 – Relação entre as espessuras no raio do fundo, raio da ferramenta e os diâmetros

externos do blanque......................................................................................................................... 75

Figura 60 – Relação entre as espessuras no fundo do corpo do prova, raio da ferramenta e os

diâmetros externos........................................................................................................................... 76

Figura 61 – Relação entre as espessuras da parede do corpo do prova, raio da ferramenta e o

prensa chapa. ................................................................................................................................... 77

Figura 62 –Relação entre o coeficiente Beta e a probabilidade da fratura...................................... 79

Figura 63 – Relação entre o diâmetro externo antes (De) após embutimento (DeEB-M). ............. 80

Figura 64 – Gráfico de relação entre o coeficiente Beta e o diâmetro externo do blanque. ........... 81

Figura 65 – Quantidade de corpos de prova com e sem fratura em função dos lubrificantes......... 85

Figura 66 – Quantidade de corpos de prova com e sem fratura em função da atuação do prensa

chapa................................................................................................................................................ 86

Figura 67 – Quantidade de corpos de prova com e sem fratura em função do diâmetro externo do

blanque. ........................................................................................................................................... 86

Figura 68 – Quantidade de corpos de prova com e sem fratura em função do raio da ferramenta. 87

Figura 69 - Resultados de força máxima para as situações com e sem lubrificantes...................... 88

Figura 70 – Relação entre a força de embutimento e os lubrificantes aplicados, raio da ferramenta

com 8 mm sem prensa chapa........................................................................................................... 89

Figura 71 - Comportamento da força máxima de embutimento em função dos lubrificantes. ....... 90


com 8 mm com prensa chapa. ......................................................................................................... 91

Figura 73 – Relação entre a força de embutimento e os lubrificantes aplicados, atuação do prensa

chapa e raio da ferramenta com 6 mm. ........................................................................................... 92

Figura 74 – Estricção da espessura da chapa no raio do fundo do corpo de prova em função da

lubrificação com o raio da ferramenta de 8 mm.............................................................................. 94

Figura 75 - Estricção da espessura no raio do fundo do corpo de prova em função dos lubrificantes

aplicados, com a atuação do prensa chapa com o raio da ferramenta de 8 mm.............................. 95

Figura 76 – Estricção da espessura no raio do fundo do corpo de prova na combinação do raio com

6 mm com (a) e sem (b) prensa chapa............................................................................................. 96

xviii

Lista de Tabelas

Tabela 1 – Características de prensas empregadas na estampagem. (Prensas Schuler, 1997)........ 10

Tabela 2 – Defeitos de estampagem. (Schuler, 1997)..................................................................... 22

Tabela 3 – Propriedades mecânicas do aço-carbono laminado a quente (ABNT – NBR 5906)..... 25

Tabela 4 – Composição química do aço-carbono laminado a quente (ABNT – NBR 5906) ......... 25

Tabela 5 – Propriedades metalográficas e superficial do aço-carbono laminado a quente (ABNT –

NBR 5906) ...................................................................................................................................... 25

Tabela 6 – Características e esforços esperados para a primeira fase do experimento ................... 29

Tabela 7 – Valores para determinação da força de sujeição. .......................................................... 32

Tabela 8 – Características do transdutor resistivo de deslocamento linear selecionado para o

experimento..................................................................................................................................... 37

Tabela 9 – Caracterização dos lubrificantes indicados pelo fabricante FUCHS do Brasil S.A. para

o ensaio............................................................................................................................................ 41

Tabela 10 – Condição planejada do ensaio experimental correspondente a primeira fase, sem

lubrificantes. .................................................................................................................................... 43

Tabela 11– Condição planejada do ensaio experimental correspondente a segunda fase, sem

lubrificantes. .................................................................................................................................... 45

Tabela 12 – Resultados das propriedades mecânicas do aço-carbono laminado a quente.............. 49

Tabela 13 – Composição química do aço-carbono laminado a quente ........................................... 49

Tabela 14 - Propriedades metalográficas do aço-carbono laminado a quente ................................ 49

Tabela 15 – Resultados dos ensaios de tração para avaliação da anisotropia ................................. 50

Tabela 17 – Coeficientes obtidos por REGRESSÃO LOGÍSTICA para análise de probabilidade de

fratura. ............................................................................................................................................. 58

xix

Tabela 16 – Resultados do experimento para estudo de fraturas dos corpos de prova em função do

diâmetro externo, raio da ferramenta e prensa chapa...................................................................... 59

Tabela 18 - Resultados do experimento da primeira fase aplicado ao modelo logístico ................ 60

Tabela 19 – Coeficientes obtidos por regressão linear para análise da força máxima (Fmax). .. 70

Tabela 20 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise da força máxima (Fmax).................. 71

Tabela 21 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise da espessura no raio da região do

flange (Eraiofl) ................................................................................................................................ 73

Tabela 22 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise da espessura do raio no fundo

(Erauifun) ........................................................................................................................................ 75

Tabela 23 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise da espessura no fundo (Efund)......... 76

Tabela 24 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise da espessura na parede (Epare). ....... 77

Tabela 25 – Coeficientes obtidos por regressão para análise da diminuição das espessuras. (Epare).

......................................................................................................................................................... 78

Tabela 26 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise do diâmetro médio embutido (DeEB-

M) .................................................................................................................................................... 80

Tabela 27 – Resultados do experimento da segunda fase para avaliação do desempenho dos

lubrificantes para os corpos de prova com diâmetro externo (De) de 165 mm e 175 mm ............. 82


lubrificantes para os corpos de prova com diâmetro externo (De) de 165 mm e 175 mm. ............ 83


lubrificantes para os corpos de prova com diâmetro externo (De) de 165 mm e 175 mm. ............ 84

Tabela 30 – Coeficientes obtidos por regressão logística para análise da probabilidade de fratura.

......................................................................................................................................................... 87

Tabela 31 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise força máxima de embutimento

(Fmax). ............................................................................................................................................ 89

Tabela 32 – Coeficientes obtidos por regressão linear para análise da diminuição da espessura do

raio no fundo do corpo de prova (draio_fnd). ................................................................................. 93


fundo do corpo de prova (dfundo)................................................................................................... 93

xx

Tabela A1 – Resultados dos cálculos de ANOVA para Fmax versus lubrificantes...................104

Tabela A2 – Resultados dos cálculos de ANOVA para estricção do raio do fundo do corpo de

prova com raio de 8 mm, sem atuação do prensa chapa versus lubrificantes.............................106


prova com raio de 8 mm, com atuação do prensa chapa versus lubrificantes.............................108

xxi

Nomenclatura

Letras Latinas

a - tensão de atrito

A - Limite superior de embutimento

B - Limite inferior de embutimento

c - tensão de compressão

d - diâmetro do punção ou diâmetro interno

D – diâmetro do blanque (Schuler)

F - Avanço da ferramenta de corte

L - Comprimento final do corpo de prova

n - Coeficiente de encruamento

p - pressão de interface dos contatos

r - coeficiente de anisotropia normal

r - coeficiente de anisotropia médio

∆r - coeficiente de anisotropia planar

R - raio da ferramenta

s - espessura da chapa

Sm - Parâmetro Sommerfeld

t - tensão de tração

Letras Gregas

β0 - relação de máximo embutimento

xxii

βc – constante (modelo regressão logística)

µ - coeficiente de atrito

τC - tensão de cisalhamento

σN - tensão normal

∆r - coeficiente de anisotropia planar

εr3 - deformação da espessura da chapa no fundo do corpo de prova (dfundo)

εr1 - deformação da espessura da chapa no flange do corpo de prova (draioflange)

εr2 - deformação da espessura da chapa no raio do fundo no corpo de prova (draiofundo)

εw - deformação da largura do corpo de prova

εt - deformação da espessura do corpo de prova

η - viscosidade dinâmica do lubrificante

ν - velocidade de escorregamento

π - pi

Superescritos

CORR. - coeficiente de correlação

Subscritos

L0 - Comprimento inicial do corpo de prova

m0 - Fator mínimo embutimento

ps - pressão específica de sujeição

t0 - Espessura inicial do corpo de prova

tf - Espessura final do corpo de prova até a ruptura

W0 - Largura inicial do corpo de prova

Wf - Largura final do corpo de prova

xxiii

Siglas e Abreviaturas

AL - alongamento do material

An - área de contato entre o blanque e matriz

ANOVA - ferramenta estatística para analise de fatores

BH - prensa chapa ou sujeitador

CP - corpo de prova

cSt - Centistokes ou viscosidade cinemática

d1 - primeiro diâmetro externo ensaiado

d2 - segundo diâmetro externo ensaiado

De - diâmetro externo do blanque

DeEB - Diâmetro externo após embutimento

Dg - diâmetro do furo de pilotagem do blanque na ferramenta

Dj - diâmetro da janela

Dpj - diâmetro de posição das janelas

dfundo - deformação ou estricção da espessura da chapa no fundo do corpo de prova

draio_flg – deformação ou estricção da espessura da chapa no raio do flange do corpo de prova

draio_fnd - deformação ou estricção da espessura da chapa no raio do fundo do corpo de prova

dw - diâmetro efetivo da sujeitador

Efund - espessura da chapa no fundo do corpo de prova

EP - extrema pressão

Epare - espessura da chapa na região da aba no corpo de prova

Eraiofl - espessura da chapa no raio da região do flange no corpo de prova

Erauifun - espessura da chapa no raio do fundo no corpo de prova

FA - Força de atrito

Fc – Força de compressão

fg - folga entre punção e matriz

Fmax - força máxima de embutimento

Fn - força de sujeição

FN - Força normal

Frat - ocorrência (ou não) de fratura

xxiv

Ft – Força de tração

H1 - altura de embutimento total

H2 - altura de posição da janela conforme critérios de ensaio

HE - Altura do corpo de prova após embutimento

HV30 - Dureza Vikers pré carga 30N

La - lubrificante ensaiado tipo “a”

Lb - lubrificante ensaiado tipo “b”

Lc - lubrificante ensaiado tipo “c”

Ld - lubrificante ensaiado tipo “d”

LDR - taxa de limite de embutimento

LE - Limite de escoamento

Le - lubrificante ensaiado tipo “e”

ln – logarítimo de base neperiana

LR - Limite de resistência do material

Lubrif - aplicação de lubrificante

Massalubrif - quantidade de lubrificante

MINITAB - programa computacional estatístico

P(frat)log - Probabilidade de ocorrência da fratura por regressão logística

P(frat)lin - Probabilidade de ocorrência da fratura por regressão linear

Pi - Probabilidade do evento

PMS – Ponto Morto Superior

r - coeficiente de anisotropia

R3 - raio formado pela matriz conforme critérios de ensaio

R4 - raio formado pelo punção conforme critérios de ensaio

Ra - rugosidade aritmética

Rmax - rugosidade máxima

Rmd - raio mínimo de dobramento

Rms - raiz da média quadrada da distribuição de rugosidade superficial

rp - réplica do ensaio

Rz - rugosidade parcial

Tipo Frat - tipo de fratura parcial ou total

xxv

Tipo lubrif - lubrificante ensaiado

Trabal. - trabalho despendido

Vc - Velocidade de corte

1

Capítulo 1 - Considerações iniciais 1.1 Introdução

A fabricação de componentes pelo processo de estampagem profunda a partir de chapas

espessas de aço é abundante nas indústrias metalúrgicas que buscam produtos com robustez

estrutural e complexidade geométrica, para serem aplicados em condições específicas ou extremas

de trabalho, como fadiga, desgaste ou esforços excessivos em produtos tais como compressores,

rodas de automóveis, rotores e embreagens.

A constante pesquisa para reduzir perdas nesse processo, muitas vezes isolada nas próprias

indústrias, é comum e de grande importância, porém de recursos limitados e às vezes insuficientes,

que dificultam ou encarecem o sucesso para a resolução dos problemas de estampagem, quando

associados ao uso de chapas espessas de aço.

Em algumas circunstâncias esses problemas são atribuídos ao regime de lubrificação, pois

conforme a vasta literatura, tal regime minimiza o efeito do atrito, aumenta a vida útil do

ferramental e melhora o acabamento superficial das peças conformadas com chapas finas, o que

eventualmente não se verifica em resultados alcançados na estampagem de chapas espessas.

Assim como os lubrificantes são indispensáveis para o bom funcionamento de qualquer

máquina, tem também sua importância nos processos de conformação de metais, sejam eles

lubrificantes isolantes ou lubrificantes de corte, principalmente pela obtenção de outros benefícios,

2

como por exemplo, o aumento de vida útil dos equipamentos e ferramentas em que eles são

empregados.

Nos processos de embutimento, isento de lubrificantes com características tribológicas,

aplicados para obtenção de corpos cilíndricos de grande espessura e com furos laterais, é limitado

pelo surgimento de defeitos que podem prejudicar a função do produto pela formação de trincas

nos produtos e desgastes excessivos das ferramentas devido aos esforços do embutimento, como

denota a Figura 1.

Figura 1 – Peça com fratura após estampagem

1.2 Objetivos

O objetivo principal deste trabalho foi avaliar a influência da lubrificação sobre os esforços

de estampagem e sobre a qualidade do produto durante o embutimento profundo de corpos com

chapas metálicas em aço ABNT NBR 5906: 1984, grau EPA de espessura 3,5 mm e entender as

causas da fratura no produto durante o embutimento sob condições específicas de um determinado

processo de estampagem.

3

Destaca-se que não foi evidenciada na literatura, ou em normas técnicas, a definição clara

para classificação de chapas finas ou espessas para o processo de conformação por estampagem.

1.3 Justificativas

Ao investigar a influência do lubrificante nesse processo com uso de chapas espessas, pode-

se avaliar a lubrificação num sistema de conformação por estampagem mais severa que o

verificado com chapas finas, com a finalidade de identificar e minimizar potenciais causas de

problemas indesejáveis por deficiências do regime de lubrificação, como forma de minimizar tais

falhas e melhorar a produtividade.

Ocorrências de defeitos como trincas, acabamentos indesejáveis, estrangulamentos, entre

outros, em componentes embutidos nessa ordem de espessura, justificam avaliar como o

lubrificante atua sobre as características do processo de embutimento e quais são seus efeitos

sobre as características dimensionais do produto.

1.4 Descrição dos capítulos

O capítulo 2 traz informações de citações baseadas na literatura necessária para

compreensão dos fenômenos a serem estudados, relacionados ao processo de estampagem com

ênfase em produtos de chapas espessas assim como informações sobre materiais, ferramentas,

lubrificantes e demais variáveis desse tipo de sistema.

O capítulo 3 apresenta informações pertinentes às condições iniciais do projeto como

especificações de material, ferramental e corpo de prova, lubrificantes empregados, assim como os

procedimentos adotados para os ensaios em duas fases distintas (com e sem lubrificação) e a

definição da forma de tratamento e análise dos dados com embasamento estatístico.

O capítulo 4 contém os resultados dos procedimentos experimentais planejados no capítulo

3, com uso extensivo de tabelas e figuras, para compreensão dos dados expostos, característicos

do material empregado, dimensionamento, acabamento e instrumentação do ferramental,

geometria do blanque e corpo de prova, caracterização dos lubrificantes.

4

O capítulo 5 relata conclusões suportadas em estatísticas de análise de variâncias, regressões

lineares e logísticas, quanto à influência da lubrificação sobre os esforços de estampagem e a

qualidade do corpo de prova durante o embutimento profundo.

5

Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica

Como não há referências bibliográficas suficientes que especifiquem relatos ou ensaios

associando estados de tensões, defeitos de produtos, regimes de lubrificação e tipos de

lubrificantes, para estampagem profunda de produtos com chapas espessas e com geometrias

complexas, tornaram-se necessário, a busca de textos associados à estampagem de chapas finas

para a complementação desta pesquisa.

2.1 Descrição do processo de estampagem com ênfase em produtos de chapas espessas

A estampagem profunda é o processo de fabricação para dar forma a produtos a partir de

chapas metálicas. A Figura 2 demonstra como as forças provocadas pela ferramenta sobre a chapa

geram esforços de compressão indireta e de tração sobre a aba e a superfície cilíndrica do produto.

6

Figura 2 – Forças predominantes na estampagem profunda de um copo. (Adaptado de Schuler,

1998).

Na definição de Dieter (1981) o embutimento consiste na deformação de um blanque ou

disco metálico que flui para a cavidade da matriz ao ser empurrado pelo punção contra a matriz,

reduzindo gradativamente sua circunferência, enquanto é sujeitado por um anel ou placa da

ferramenta que atua sobre a região da aba, como mostra a Figura 3.

Figura 3 – Regiões dos esforços do produto sob estampagem profunda (BRESCIANI FILHO, et.

al., 1986).

Segundo BRESCIANI FILHO et al. (1986) em chapas espessas não há necessidade de

utilização do sujeitador, pois os esforços de compressão não são suficientes para provocar o

7

“enrugamento” da aba. Esse enrugamento fica cada vez menos evidente à medida que a espessura

da chapa aumenta, elevando ao mesmo tempo os esforços de embutimento apresentados conforme

a Figura 4.

O esforço do punção durante a estampagem pode ser utilizado como índice de verificação da

severidade do processo, sendo que este esforço depende essencialmente das condições de atrito

entre a chapa, matriz, punção, sujeitador e da intensidade da pressão de sujeição. Quanto mais fina

a chapa, maior deverá ser a pressão de sujeição segundo Schuler (1998).

Figura 4 – Esforços atuantes nas regiões de um corpo (BRESCIANI FILHO et al., 1986).

8

2.2 Variáveis do sistema de estampagem profunda

Para avaliar as variáveis que possam influenciar o processo de estampagem profunda deve-

se conhecer as características do material, as condições de estampagem e o projeto da ferramenta,

ou seja, analisar o sistema ilustrado na Figura 5.

Figura 5 – Representação dos elementos principais que compõem a estampagem profunda de

chapas.

Características que determinem a estampabilidade do material podem predizer se haverá ou

não ruptura durante o processo de embutimento, como também a presença do efeito mola, a

rigidez do produto acabado e a ocorrência de rugas e defeitos de acabamento na superfície do

material.

Indicadores como a redução máxima das dimensões da peça, inclusive de sua espessura, sem

provocar a ruptura da chapa ou a relação entre a altura e os diâmetros de copos embutidos,

definem a estampabilidade do material. Schuler (1968) propõe o diagrama de relação do limite de

estampagem profunda numa única operação para peças cilíndricas, como mostra a Figura 6.

Força de embutimento

9

Figura 6 – Relação do limite de estampagem profunda única para peças cilíndricas (Adaptado de

Schuler, 1968).

Se por alguma razão a resistência à deformação por compressão na aba for grande, o

material da região da aba deixa de escoar para dentro da matriz. Com o aumento da força aplicada

sobre o punção, a deformação passará a ocorrer apenas na região da cabeça do punção e atuarão

apenas as forças biaxiais de tração, levando ao rompimento, devido à diminuição da espessura.

Desta forma os modos básicos de deformação existentes são: encolhimento da aba, dobramento na

região dos raios da matriz e punção e estiramento na parede lateral da peça.

O sistema mostrado na Figura 5 envolve variáveis de diversas naturezas que serão

destacadas a seguir.

O embutimento profundo é normalmente executado em prensas hidráulicas, pois a

velocidade de deformação pode ser controlada, juntamente com uma força de sujeição mais

uniforme. Outra vantagem é o fato de a prensa hidráulica permitir um curso maior de abertura

entre a mesa e o martelo, do que em prensas mecânicas pelo curso se tornar limitado devido ao

curso do eixo excêntrico.

10

A Tabela 1 apresenta algumas características das prensas hidráulicas e mecânicas

empregadas em estampagem.

Tabela 1 – Características de prensas empregadas na estampagem. (Prensas Schuler, 1997)

PRENSA MECÂNICA PRENSA HIDRÁULICA

Permite maior número de golpes Grande capacidade de trabalho desde o PMS

Mais econômica Força de prensagem ajustável

Fácil sincronismo de movimentos numa linha de prensas Curso do martelo ajustável

Menor número de peças de desgaste Velocidade do martelo variável

Fácil manutençãoNão necessita de dispositivos especiais para proteção contra

sobrecarga

Menor número de peças móveis

Schey (1996) avaliou o efeito da velocidade de conformação de chapas galvanizadas por

imersão a quente e chapas eletro-galvanizadas comparando-as com chapas laminadas a frio. Nesse

trabalho ele combinou a variação de velocidade com a viscosidade de alguns lubrificantes para

conformação.

Para essa análise no regime hidrodinâmico, ele utilizou o parâmetro de Sommerfeld (Sm =

η ν/p), definido como uma função da viscosidade dinâmica (η), velocidade de escorregamento (ν),

e pressão de interface dos contatos (p), com o qual demonstrou que quanto maior a velocidade,

menor é o coeficiente de atrito, devido ao aumento da espessura do filme lubrificante (Figura 7 b),

especialmente no regime hidrodinâmico (Figura 7 a).

11

Figura 7 - Curva de Stribeck (Schey, 1983)

Em seu experimento observou que quando duas superfícies paralelas são sobrepostas e uma

é movimentada sobre a outra com uma velocidade relativa ν, o lubrificante é arrastado com a

superfície movimentada na mesma velocidade, e permanece estacionário na superfície sem

movimentação, promovendo uma tensão de cisalhamento e, quando aplicado um carregamento

normal, pode-se romper o filme lubrificante.

No início do escoamento do material também se inicia um processo de reação química com

o lubrificante entre a região de contato da peça e a ferramenta devido ao calor gerado pelo atrito.

(a)

(b)

12

Como conseqüência, o coeficiente de atrito se torna baixo enquanto houver o filme de

lubrificante atuando na interface entre peça e ferramenta conforme Schey (1996).

No experimento de Schey (1996) com chapas finas sem acabamento superficial, houve o

declínio gradual do coeficiente de atrito, típico de estudos já evidenciados, porém em chapas

galvanizadas houve uma repentina queda seguida de uma estabilização do coeficiente de atrito.

Esse trabalho demonstrou que a natureza da camada do lubrificante tem uma influência

muito grande, em velocidade constante, tanto para óleos quanto para lubrificantes sólidos.

Como são áreas particularmente importantes da tribologia, atrito, desgaste e lubrificação têm

influências significantes no processo de estampagem profunda.

O atrito representa o papel principal na estampagem profunda assim como em outros

processos de conformação.

Em suas diferentes manifestações, o atrito pode resultar num complexo mecanismo de

desgaste das superfícies em contato entre a ferramenta e a peça.

Com o aumento da velocidade de escorregamento o coeficiente de atrito tende a diminuir

devido ao aumento da espessura do filme lubrificante no regime hidrodinâmico.

Considera-se que o atrito é produzido pela ação recíproca das minúsculas irregularidades

presentes nas superfícies em contato.

O coeficiente de atrito µ é expresso pela força de atrito dividida pela força normal, como

segue abaixo:

µ = FA / FN

ou a tensão de cisalhamento dividido pela tensão normal de contato,

µ = τ / σ

13

Yang (1999) analisou o processo de embutimento profundo utilizando filmes espessos de

lubrificação de modo a evitar o contato da peça com a ferramenta, desenvolvendo um modelo

teórico para esse processo. O estudo foi dividido em duas fases de deformação.

Primeiramente, foi analisada a zona de compressão do lubrificante com a peça e

posteriormente, a zona da ferramenta onde começa a dobra da peça.

Neste trabalho ele demonstrou que, quanto maior a viscosidade do lubrificante, maior será a

espessura do filme e melhor será sua atuação para diminuir o coeficiente de atrito, salvo para os

lubrificantes sintéticos que possuem características específicas associadas aos efeitos dos

polímeros em determinadas situações de temperatura e pressão.

Han (1997) analisou em dois casos a influência da geometria da ferramenta sobre o atrito

em ensaios de estiramento e avaliou que efeito de desgaste não deve ser estudado de forma

genérica, sendo necessário subdividi-lo em cinco estágios: deformação, desgaste superficial,

adesão, abrasão e fadiga superficial.

O acabamento das superfícies também afeta a força de atrito, que tende a crescer à medida

que a rugosidade superficial diminui. Quando superfícies perfeitamente lisas, tais como o vidro e

metais polidos, estão em contato, o atrito é muito maior do que para o caso do contato entre

materiais similares com superfícies levemente rugosas, indicando que outro fenômeno deve estar

presente.

Segundo Dubar (2005) o fenômeno de desgaste é sinônimo de perda de material e o

principal responsável pelo desgaste superficial é o contato entre as asperezas presentes nos perfis

de rugosidade superficial. A remoção dessas asperezas pode ocorrer por vários mecanismos como

abrasão, adesão ou fadiga de contato, dependentes de numerosos parâmetros como dureza da

superfície, temperaturas, pressão de contato e lubrificação.

Schuler (1998) denomina a adesão, como a soldagem a frio que ocorre devido aos esforços

que surgem entre as partes atritadas. Supostamente isso ocorre devido à deformação plástica dos

picos da rugosidade contidos na superfície da peca em contato com a ferramenta, que causa uma

14

“quebra” do filme lubrificante, gerando uma superfície brilhante na região conformada. Essa

adesão é mais provável na interface de contato de metais com estruturas cristalinas e durezas

similares.

Já o processo de desgaste por abrasão é caracterizado pela remoção de partículas na região

de interface ferramenta peça que sofre o atrito. Portanto a resistência ao desgaste é maior quanto

maior a dureza da ferramenta, segundo Schuler (1998).

O desgaste por fadiga é definido como sendo a separação de partículas dos materiais em

contato. Essa separação é causada por fraturas devido à fadiga gerada por tensões residuais

mecânicas, térmicas e químicas na interface de contato.

Na estampagem profunda a fadiga não é de grande importância, sendo mais comum em

processos de estampagem de corte onde os esforços são muito superiores e as velocidades são

mais elevadas.

2.3 Lubrificação

Existem vários tipos de lubrificantes, destacando-se para a estampagem os lubrificantes

sólidos e lubrificantes líquidos de extrema pressão. Nesta análise serão considerados os

lubrificantes líquidos.

Durante a aplicação das forças sobre a chapa, há uma adaptação microgeométrica, que se

inicia pelos picos da rugosidade da superfície do material em contato com a ferramenta, afetando a

continuidade do filme lubrificante.

2.3.1 Características dos lubrificantes

Há várias formas de se promover a separação de duas superfícies sólidas em movimento

com o emprego de lubrificantes como descritas a seguir.

O objetivo do uso de lubrificantes é basicamente criar uma camada na superfície da chapa

que facilite o escorregamento do material para dentro da ferramenta a fim de evitar seu desgaste e

15

defeitos outros superficiais. Em outros casos o lubrificante também é importante para refrigerar a

ferramenta.

Quando o lubrificante é aplicado na ferramenta tem-se por objetivo controlar o desgaste, e

quando o lubrificante é aplicado na superfície da peça, há necessidade de pelo menos uma

pequena aplicação na superfície da ferramenta de modo que o lubrificante não fique “preso” na

superfície da peça.

Deng e Lovell (2000) avaliaram resultados de outras bibliografias quanto os efeitos da

lubrificação para o processo de estampagem profunda de tanques de combustível. Lubrificantes

como graxas e óleos foram avaliados quanto o estado de atrito, viscosidade, densidade e a área de

contato e constatado sua influência sobre a rugosidade superficial do material em ensaios com

raios de pinos correspondentes ao processo de estampagem.

Schey (1984) mostra que a película do lubrificante é mais fina se o tempo for longo entre a

aplicação de pressão do prensa chapa e o começo do embutimento, com velocidade de entrada do

punção mais baixa, sendo difícil manter o fluido na região do raio da matriz (R3) que está

envolvida pela chapa, necessitando aumentar esse raio para diminuir a tensão (Figura 8).

A rugosidade superficial ajuda a ancoragem do lubrificante. A quantidade ancorada depende

do volume de espaços livres entre as cavidades, aumenta a atuação de lubrificantes líquidos e

promove melhor retenção dos lubrificantes sólidos. Um parâmetro geralmente empregado na

descrição da topografia da distribuição de rugosidade superficial é a raiz da média quadrada (Rms)

da distribuição de alturas dos picos e vales da rugosidade.

Os lubrificantes estão sujeitos a temperaturas e compressões diferentes durante sua

aplicação, e sua escolha correta é diretamente influenciada por variáveis importantes como

viscosidade em função da temperatura e pressão, densidade, e compressibilidade.

16

Figura 8 - Pontos de diferentes condições de lubrificação no processo de embutimento profundo

(Schey, 1983).

2.3.2 Regimes de lubrificação

Os mecanismos presentes nos regimes de lubrificação, típicos de conformação de metais são

relacionados por Schey (1984) com o auxílio da curva de Stribeck (Figura 7 b) adaptada para a

deformação plástica de peças metálicas e dividida nas seguintes classes: regime de lubrificação

hidrodinâmica, hidrostática, regime de lubrificação mista e regime de lubrificação de camada

limite. Neste texto o regime de lubrificação mista compreende todos os regimes de transição entre

a lubrificação hidrodinâmica e a lubrificação de camada limite.

No primeiro regime, lubrificação hidrodinâmica a película lubrificante é gerada e mantida

pela ação viscosa causada pelo movimento entre superfícies, e o filme lubrificante é espesso, o

bastante para separar completamente as duas superfícies sólidas.

Já na lubrificação hidrostática, a película de lubrificante é criada e mantida através de uma

fonte externa de pressurização que impulsiona o fluido entre as superfícies.

Na lubrificação híbrida, a película lubrificante é gerada pela ação combinada dos efeitos

hidrodinâmicos e hidrostáticos.

A lubrificação elasto-hidrodinâmica é uma forma de lubrificação hidrodinâmica na qual a

deformação elástica das superfícies torna-se relevante.

O regime de lubrificação parcial ou mista é a transição entre os regimes de lubrificação

elasto-hidrodinâmica e lubrificação de camada limite. Em algumas regiões de contato ocorrerá

R3 R4

17

interação metálica entre os picos de rugosidade superficial, enquanto em outras regiões de contato

haverá separação total das superfícies pela ação do lubrificante pressurizado.

Na lubrificação de camada limite, as superfícies sólidas não são separadas pelo lubrificante

e, naturalmente, os efeitos do filme fluido são desprezíveis. O mecanismo da lubrificação por

contato é governado pelas propriedades físicas e químicas dos minúsculos filmes de material

depositado entre as superfícies. O coeficiente de atrito independe da viscosidade do fluido. As

características de atrito são determinadas pelas propriedades dos sólidos e do filme lubrificante nas

regiões de interface.

Existe uma dificuldade muito grande para seleção do lubrificante devido à infinidade de

condições de estampagem existentes. Em alguns casos Schuler (1968) sugere as seguintes

aplicações:

1) Para estampagem profunda sem estiramento, geralmente são utilizadas graxas diluídas ou

não em água, óleos com adição de ácidos graxos e substâncias químicas ativas, óleos com

dissulfeto de molibdênio, filmes plásticos com adição ou não de lubrificantes, fosfato e óxidos.

2) Para processos de estampagem profunda onde o estiramento é necessário, utilizam-se

graxas pouco diluídas ou não em água, óleos não diluíveis em água, adicionados de ácidos graxos

e substancias químicas ativas. Também são utilizados óleos com bissulfeto de molibdênio,

fosfatos e óxidos.

Eles podem ser aplicados com escovas, pincéis de rolos, dependendo de sua viscosidade.

Óleos como o AQUAMOVE 109 AS da empresa Tirreno (2004), que se caracteriza por uma

película semi-secativa, são comumente aplicados a condições de proteção contra fatores

ambientais que provocam oxidação em materiais metálicos, sem qualquer característica de efeito

tribológico.

2.3.3 Tipos de lubrificantes

Segundo Schey (1984) os lubrificantes são classificados como solúveis e não solúveis em

água, sólidos ou vernizes.

18

Lubrificantes líquidos são predominantemente a base de óleos, geralmente de misturas sem

uma composição consistente, com parafina, aromáticos, ou derivados de nafta, de acordo com sua

origem. Óleos animais, vegetais e sintéticos também pertencem a esta categoria.

Lubrificantes do tipo pasta são provenientes de óleos minerais ou sintéticos, como graxas,

ceras e sabão. Fragmentos de ceras e sabões duros são usados como lubrificantes sólidos. As

propriedades de lubrificantes podem ser alteradas através de elementos aditivos e servem para

melhorar o desempenho sob esforços e suportar grandes capacidades de força, temperatura e

pressão, mantendo as propriedades da viscosidade, prevenindo corrosão e criando camadas de

adsorção física ou de reação de substâncias químicas.

Lubrificantes sólidos são aplicados na interface ferramenta e peça, e apesar de

permanecerem secas, a película formada ainda separa as superfícies evitando o contato metálico.

A ancoragem desse tipo de lubrificante pode ser puramente mecânica ou por reações químicas,

não interessando se o lubrificante será aplicado sobre a peca ou sobre a ferramenta.

Y. L. Su, et al. (1997) mostraram nos ensaios com lubrificação para comparação tribológica

(deslizamento e desgaste mecânico) entre filmes TiN, TiCN e CrN, que o fluído de corte comum,

diluído na proporção 1:20 apresentou melhor desempenho tribológico, principalmente quanto à

lubrificação, comparado com o lubrificante HD-150 (conhecido como petróleo chinês), que na

teoria por possuir enxofre e cloro deveria suportar maior pressão de contato.

Óxidos são de extrema importância por controlarem a deformação em superfícies secas. São

provenientes da oxidação de metais ou ligas e podem ser aplicados tanto na peça, quanto na

superfície da ferramenta. È necessária que a camada seja suficientemente espessa para resistir aos

picos de relevos da rugosidade devido ao acabamento da superfície da ferramenta ou peça,

mantendo a separação entre elas. Schey (1984) ainda afirma que se essa camada for

excessivamente grossa, a resistência ao desgaste poderá ser comprometida. Se a aplicação do

óxido for sobre a peça, ele deverá ser suficientemente dúctil ao longo de sua superfície; e se for

aplicado sobre a ferramenta, a camada deverá possuir dureza suficiente para resistir aos esforços

da estampagem e sobrepor a rugosidade da peça.

19

Os óxidos de ferro Fe2O3, Fe3O4, são muito frágeis decompondo-se quando sujeitos à

esforços, porém o FeO é capaz de superar alguns limites de deformação. O óxido de cobre

decompõe-se acima de 500°C. Óxidos de níquel, alumínio, titânio, chumbo são muito duros e

frágeis se comparados ao substrato. O óxido de magnésio quebra-se em partículas e pode ser

utilizado como lubrificante.

Schey (1984) também descreve que esses lubrificantes podem auxiliar a ação de outros,

simplesmente como ancoragem para lubrificantes líquidos ou reagindo com lubrificantes que

isolados seriam ineficazes sobre a superfície do metal puro.

Com o revestimento da superfície da peça com uma camada contínua de outro metal pode-se

reduzir a adesão entre ferramenta e peça. Na ausência de outro lubrificante a camada de metal com

baixa tensão de cisalhamento sobre a peça pode reduzir o atrito conforme Schey (1984). A camada

metálica pode promover um melhor desempenho de outro lubrificante, geralmente líquido,

favorecendo sua ancoragem. O filme metálico somente será eficaz se estiver bem unido e

uniforme sobre a ferramenta, de modo que o método de aplicação deve ser eficaz para evitarem

falhas sobre a camada.

Polímeros são mais fracos que os metais, porém são suficientemente dúcteis para deformar

junto com a superfície da peça. Precisam ser aplicados de forma separada na ferramenta ou

depositados sobre a superfície da peca. Os polímeros podem ser raspados, fundidos ou colocados

sobre as áreas de atuação em forma de pó para melhor dispersão, porém dependem do tipo de

superfície ao qual serão aplicados, pois se não houver adesão suficiente o filme poderá ser

rompido, e perder sua eficácia.

Componentes como grafite e dissulfeto de molibdênio são muito utilizados como

lubrificantes sólidos não somente pela suas propriedades químicas, mas também por apresentarem

baixos custos comparados a outros lubrificantes.

Lubrificantes de extrema pressão foram desenvolvidos para equipamentos e elementos de

máquinas nos quais atuam altas pressões de contato combinadas com intenso deslizamento entre

as superfícies e altas temperaturas. Esses lubrificantes são considerados como uma versão dos

20

lubrificantes sólidos diferenciando-se pela baixa tensão de cisalhamento, limitada pelos pontos de

contato. Geralmente esses lubrificantes contêm fósforo, cloro e enxofre aplicados como aditivos

de óleos minerais.

Os mecanismos de atuação foram investigados por Forbes, Kapsa e Martin conforme Schey

(1984), porém não foram compreendidos totalmente, devido à superfície da camada não ser

contínua de modo a impossibilitar que seja analisado pelas técnicas disponíveis.

Os elementos aditivos combinam-se formando filmes provenientes da reação sob

temperaturas mais altas, tornando estes lubrificantes aptos a serem utilizados para qualquer

aplicação. Por outro lado, a interação entre esses lubrificantes com as superfícies e o meio

ambiente prevalece nos ensaios, alterando tais mecanismos.

Schey (1984) mostra alguns eventos do mecanismo de funcionamento desses lubrificantes:

• Interações do meio ambiente com os aditivos ocasionam outras reações.

• Os aditivos ou o produto da reação adsorvem-se sobre a superfície do metal.

• Sob intensa pressão e elevada temperatura, ocorrem reações com esses aditivos, que se

unindo às moléculas ativas reagem para formar polímeros e desenvolver elementos ativos

como compostos metalorgânicos e óxidos.

• O produto da reação é expulso pelo efeito do deslizamento e também por dissolução

química sendo excluído da superfície da peça.

2.4 Produtos, geometrias e defeitos

Os defeitos mais comuns que ocorrem em peças estampadas por embutimento profundo, e

na maioria dos casos, são provenientes de erros no projeto da ferramenta, construção da

ferramenta, materiais em não conformidade com a especificação do projeto do produto. A

conservação da ferramenta também dá origem a posteriores operações de retrabalho ou até mesmo

o sucateamento do material estampado.

Para análise da origem dos defeitos há necessidade de conhecer detalhadamente o processo

de conformação e o material que está sendo empregado, para evidenciá-los e caracterizá-los de

maneira conveniente.

21

A aplicação de simulação numérica sobre conformação de chapas metálicas atualmente tem

sido útil para dentro da indústria através de comparações entre os resultados práticos e teóricos

para soluções de problemas e redução do tempo de fabricação.

Tekkaya (2000) destaca a aplicação de novas técnicas e critérios de falhas através da

simulação numérica, substituindo testes físicos e experimentos de avaliação de erros, permitindo

maior precisão nas análises para eliminação ao máximo de potenciais falhas e otimizações

baseadas na analise mais sensitiva para muitos parâmetros como geometrias, pressão, posição

entre outros itens.

Os defeitos podem ocorrer no início da conformação em que há a acomodação da chapa na

ferramenta, como superfícies quebradas, linhas de distensão (stretcher strains), estufamento

localizado, ondulações, rugas, arranhões, marcas e defeitos durante a conformação, associados à

rigidez da peça como empenamento, efeito mola, baixa resistência mecânica da peça depois de

conformada e defeitos de forma no produto final (Figura 9).

Figura 9 – Aspecto macroscópico do rompimento de uma peça.

Schuler (1968), a Tabela 2 relata alguns defeitos típicos da estampagem profunda e como

preveni-los. Esses defeitos são classificados por tipo 1 (defeitos na chapa), tipo 2 (defeitos no

conceito de construção da ferramenta), tipo 3 (deficiências na conservação e manutenção da

ferramenta).

Keeler (2000) sugere remover os lubrificantes e aumentar a rugosidade na região do raio do

punção onde o atrito deve ser máximo, para que não haja movimento relativo entre as superfícies

da peça e ferramenta e o material não rompa, evitando a ruptura da chapa nessa região.

22

Tabela 2 – Defeitos de estampagem. (Schuler, 1968)

Aspecto do defeito Possíveis causas Soluções propostas

Problemas como pregas ou fendas

transversais no corpo

inclusão na chapa proveniente do

processo de laminação

necessita-se trabalhar com material mais

puro (tipo 1).

Problemas associados a furos

alongados ou fendas

provocadas por poros finos na chapa ou

corpos estranhos que penetram durante o

processo de estampagem no interior da

ferramenta

Necessita-se cuidar da limpeza e locais

de armazenamento das chapas (tipo 1)

Diferenças de espessura na chapa

provocam aba de largura irregular,

formando-se fendas entre as regiões da

aba de diferentes espessuras

provocados por cilindros de laminação

desgastados

necessário exigir do fornecedor

produtos laminado com tolerâncias

dimensionais mais estreitas

(tipo 1).

Desprendimento do fundo

Associado ao punção de embutir atuar

como um punção de corte devido o raio

de curvatura ser muito pequeno no punção

e na aresta embutida

Necessita-se arredondar melhor a aresta

no punção e na matriz de estirar (tipo 2).

Ruptura do fundo ou fundo rompido

unido ao resto da peça apenas por um

lado

está associado a relação de embutimento

que é grande demais para chapa

empregada

recomenda-se introduzir mais uma etapa

de embutimento ou escolher uma chapa

de maior capacidade de embutimento

(tipo 2).

Trincas no fundo depois de se ter

conseguido embutir quase todo o

corpo ocorre pouco em peças redondas

e mais freqüentemente em peças

retangulares.

variação de espessura na chapa ou folga

de embutimento entre o punção e a matriz

muito estreita. Em peças retangulares o

defeito está relacionado ao estreitamento

da folga de embutimento devido à

formação de uma pasta de óxido

recomenda-se revisar a espessura da

chapa e eventualmente alargar o orifício

de embutimento e, em peças de formato

retangular é importante sempre limpar

as arestas da ferramenta (tipo 2).

Forma abaulada ou corpo arqueado

para fora, juntamente com o

arqueamento do canto superior do

recipiente

justifica-se pela folga de embutimento

demasiadamente larga

Aumentar da pressão de sujeição

devendo-se trocar a matriz ou o punção

(tipo 2).

O surgimento de estrias de

embutimento

pode estar associado ao desgaste da

ferramenta ou chapas oxidada

Promover o tratamento superficial para

endurecimento das arestas da matriz, ou

melhorar o processo de decapagem pode

melhorar as condições de lubrificação

(tipo 3).

Relevos unilaterais nas rupturas do

fundo (por dentro)

posição excêntrica do punção com relação

matriz de embutimento

soltar a sujeição da ferramenta e centrar

a matriz corretamente com relação ao

punção (tipo 3).

Defeitos como formação de pregas na

aba

podem estar associada a pressão de

sujeição insuficiente

necessário aumentar a pressão do

sujeitador (tipo 3).

Pregas e trincas na aba

Referem-se a folga de embutimento muito

larga ou arredondamento muito grande

das arestas de embutimento

recomenda-se para essa situação trocar a

matriz do embutimento (tipo 3).

Ampolas no fundo e às vezes

abaulamento do fundo

Podem ser provocados pela má aeração da

ferramenta e peça

melhorar a saída do ar através da

distribuição do lubrificante mais

uniforme (tipo 3).

23

Capítulo 3 – Materiais e métodos

A existência de defeitos como fraturas, afinamentos e riscos superficiais são comuns nos

processos de estampagem profunda. Tais defeitos implicam na perda de desempenho em aspectos

de qualidade e produtividade.

Fatores como geometria da ferramenta, geometria do blanque, espessura da chapa,

velocidade de embutimento, controle do prensa chapas, anisotropia, taxa de encruamento e taxa de

estampabilidade, entre outros, são variáveis que contribuem para surgimento desses defeitos

quando não são avaliados e otimizados adequadamente.

A maior parte dos estudos experimentais e teóricos sobre estampagem profunda tem sido

realizado em ensaios de embutimento de corpos cilíndricos de fundo plano a partir de um blanque

de diâmetro externo definido, chamado ensaio Swift (Figura 10), similar ao “Earing Test”

sugerido pela norma ISO 11531 – Metallic Materials (1994).

Para elaborar este estudo com lubrificantes optou-se em desenvolver um corpo de prova na

forma cilíndrica, de grande ou média espessura e com furos laterais, para estudar a relação entre

lubrificantes e variáveis do sistema, como força de embutimento, rugosidade, raios da ferramenta,

atuação do prensa chapa e geometria do copo. Essa peça foi selecionada por analogias geométricas

a uma carcaça embutida de embreagem automotiva.

24

Figura 10 – Ensaio Swift de estampagem profunda (Adaptado de Garcia, et al., 2000).

Esse tipo de ensaio permite relacionar as variáveis de influência e as variáveis de resposta

como num processo de produção por estampagem profunda.

Para identificação e determinação das variáveis do sistema foi elaborado o diagrama de

causa e efeito das fraturas (Figura 11) permitindo definir as variáveis de influência e relacioná-las

com as variáveis de resposta para elaboração do planejamento experimental.

Figura 11 – Causas e efeitos hipotéticos da falha.

25

Duas variáveis de resposta foram escolhidas para avaliação nos ensaios, uma contínua,

caracterizada pela força de embutimento e outra dicotômica, associada ao evento de ocorrência ou

não da fratura em função da lubrificação.

3.1 Especificação do material

3.1.1 Caracterização das propriedades mecânicas e químicas

Para estampagem de blanques de chapas laminadas a quente foi selecionado um aço-carbono

para estampagem profunda, com espessura na ordem de 3,5 mm, conforme norma ABNT NBR

5906 EPA (1984) com as seguintes características químicas, mecânicas e metalúrgicas

especificadas nas Tabelas 3 a 5.

Tabela 3 – Propriedades mecânicas do aço-carbono laminado a quente (ABNT – NBR 5906)

LR [MPa] LE [MPa] AL-50mm [%]

< 410 < 280 > 38

Propriedades Mecânicas

Tabela 4 – Composição química do aço-carbono laminado a quente (ABNT – NBR 5906)

C Mn Al P S Si

< 0,10 < 0,45 > 0,2 < 0,03 < 0,03 -x-

Composição química (% de massa)

Tabela 5 – Propriedades metalográficas e superficial do aço-carbono laminado a quente (ABNT –

NBR 5906)

Propriedades Metalográficas Superficial

ASTM 7 à 10

RugosidadeTamanho de Grão

Rt = 15mmASTM E15

Nível de inclusões

Para avaliação da estampabilidade do material foram analisados fatores como o grau de

anisotropia, o coeficiente de encruamento e a qualidade da superfície.

26

O grau de anisotropia é caracterizado pelo cálculo dos coeficientes de anisotropia normal r

para as direções a 0°, 45° e 90° em relação à direção de laminação que permite calcular o

coeficiente planar ∆r e o coeficiente médio r (BRESCIANI FILHO, et al., 1986).

3.1.2 Caracterização do acabamento superficial: rugosidade e textura

Para caracterização do acabamento superficial foram realizados na Schaeffler Brasil Ltda

ensaios de avaliação da rugosidade e textura superficial do blanque, num rugosímetro modelo

“Form TalySurf Series 2 PGI - Taylor Robson Pneumo” (Figura 12) com incerteza de ±0.0281µm

que permite a medição da rugosidade também em geometrias não planas como por exemplo raio,

aplicado nas amostras de fitas de aço nos sentidos de laminação 0°, 45° e 90°.

Figura 12 – Rugosímetro de raio “Form TalySurf Series 2 PGI - Taylor Robson Pneumo”

Para caracterização da textura superficial do material foram realizados ensaios no

microscópio de varredura eletrônico do DEMA – FEM - UNICAMP com uma amostra do material

laminado a quente (norma ABNT – NBR 5906) e uma amostra de material laminado a frio (norma

ABNT – NBR 6649) para comparação das texturas.

Para avaliação da espessura inicial dos blanques utilizados nos ensaios, foram executadas

medições com um micrômetro de escala digital.

27

3.2 Especificação do corpo de prova e ferramental

3.2.1 Geometria do blanque e características do corpo de prova

Os critérios para dimensionamento do produto como corpo de prova para o ensaio de

lubrificantes foram estabelecidos a partir dos conceitos do ensaio Swift (Figura 10).

O blanque para o ensaio de embutimento foi adaptado incluindo oito furos de diâmetro 15,3

mm no diâmetro primitivo de 108 mm do blanque para provocar maior severidade dos ensaios. A

Figura 13 contém características geométricas de produtos comerciais como rodas de aço e

carcaças de embreagens automotivas.

Figura 13 – Dimensionamento do produto antes (1) e após o embutimento (2).

Situação 1: Dimensões do blanque.

De = diâmetro externo do blanque conforme critérios de ensaio;

Dj = diâmetro da janela de 15,3 mm;

Dpj = diâmetro de posição das janelas igual a 108 mm;

Dg = diâmetro do furo de guia do blanque na ferramenta com 8 mm;

Situação 2: Dimensões do corpo de prova embutido.

28

De = diâmetro externo após embutimento conforme critérios de ensaio;

d = diâmetro formado pelo punção da ferramenta igual a 95 mm;

s = espessura da chapa de 3,5 mm;

R3 = raio formado pela matriz conforme critérios de ensaio;

R4 = raio formado pelo punção conforme critérios de ensaio;

H2 = altura de posição da janela conforme critérios de ensaio;

H1= altura de embutimento total igual a 34,5 mm;

α = ângulo de 5 graus de saída do produto na ferramenta.

Baseando-se no diagrama de relação do limite de estampagem de Schuler (1968) o

coeficiente de embutimento sugerido numa única operação é o índice β0 = 2,0, denominado

também limite de embutimento profundo ou razão crítica entre diâmetros externo do blanque e

interno do produto. A partir desse coeficiente de embutimento pode-se determinar o diâmetro

interno [d], ou diâmetro do punção da ferramenta de embutimento e o diâmetro externo [De], ou

diâmetro máximo do blanque, adequados para o sucesso do embutimento.

O resultado do dimensionamento do blanque para o experimento baseado no ensaio de

Swift foi o corpo de prova (Figura 14), com oito furos de diâmetro 15,3 mm no diâmetro médio de

108 mm do blanque, com diâmetro externo de 185 mm.

Figura 14 – Blanque com oito furos de diâmetro 15,3 mm no diâmetro médio de 108 mm.

29

Uma vez determinados o diâmetro externo [De] e o diâmetro interno [d] foi possível

dimensionar os valores para o diâmetro adequado da matriz de embutimento e a folga ideal entre

essa matriz e o punção de embutimento calculada segundo Schuler (1998).

Quanto à previsão dos esforços durante o embutimento, há dois parâmetros que influenciam o

comportamento do sistema. A força necessária para o punção empurrar o blanque para dentro da

matriz, ou força de embutimento, e a força necessária para evitar enrugamento na região da aba,

ou força de sujeição.

A determinação da força de embutimento necessária permite dimensionar a maior parte

dos elementos ou recursos do sistema para executar o experimento. Schuler (1968) definiu a

seguinte expressão para cálculo da força necessária para embutir uma peça cilíndrica.

Fmax = π . d . s . LR

Onde,

Fmax = força máxima necessária para embutir a peça

LR = limite de resistência do material

d = diâmetro do punção

s = espessura da chapa

A estimativa dos esforços de embutimento para variados diâmetros externos (Tabela 6)

foram baseados na definição de Schuler (1968), determinando a classe de blanques em função do

diâmetro externo e seus respectivos esforços esperados para a seleção da condição a ser aplicada

na primeira fase do experimento.

Tabela 6 – Características e esforços esperados para a primeira fase do experimento

De d s β 0 = De/d d/s m 0 = d/De Fmax [kN] fg ø matriz

185 95 3,5 1,95 27,14 0,51 339 4,88 104,8

175 95 3,5 1,84 27,14 0,54 339 4,75 104,5

165 95 3,5 1,74 27,14 0,58 339 4,61 104,2

155 95 3,5 1,63 27,14 0,61 339 4,47 103,9

145 95 3,5 1,53 27,14 0,66 339 4,32 103,6

135 95 3,5 1,42 27,14 0,70 339 4,17 103,3

30

De = diâmetro externo do blanque

d = diâmetro do punção

s = espessura da chapa

fg= folga entre a matriz/punção

β0 = coeficiente de embutimento

m0= fator mínimo de embutimento

A partir desses resultados foram determinados para a primeira fase, blanques com espessura

de 3,5 mm e diâmetro externo nas dimensões de 185 mm, 175 mm, 165 mm, 155 mm, 145 mm e

135 mm, com previsão de força de embutimento na ordem de 340 kN, adequada para a prensa

empregada nos ensaios.

Além da aplicação do modelo de Schuler para previsão dos esforços, também foram

desenvolvidas simulações computacionais pelo método do volumes finitos no Laboratório de

conformação de mecânica da UNICAMP, empregando-se o software comercial MSC Superforge

2005.

3.2.2 Dimensionamento do ferramental.

Para confecção do ferramental foi selecionado o aço temperado, endurecido para trabalho a

frio AISI D2, com uma dureza de 58/60 HRC.

A força de sujeição inicial necessária para o experimento foi determinada conforme

Tschätsch (1997).

Fn = (π / 4 ) * (De2 – d

2) * ps [N]

onde,

De - diâmetro externo do blanque

d - diâmetro do punção

31

ps - pressão específica de sujeição

ps = (β0 – 1)2 + d / (200 * s )) * (LR / 400) [N/mm

2]

Onde,

β0 - relação de máximo embutimento

d - diâmetro do punção

s - espessura da chapa

LR - Limite de resistência do material

A delimitação do maior e menor raio de embutimento da matriz e punção para os ensaios

foram baseados em dois modelos. A partir do modelo citado por Acesita (1997) usado para

calcular raio de ferramentas para dobramento de chapas, determinou-se o menor raio (Rmd),

aumentando-se a severidade do ensaio desse projeto. Já a delimitação do maior raio (Rme) para o

ensaio, foi baseada no modelo tradicional de embutimento de chapas.

Onde,

Rmd - raio mínimo de dobramento.

s - espessura da chapa.

AL - Alongamento do corpo de prova até o limite de ruptura do material.

O modelo tradicional para cálculo do raio mínimo no processo de embutimento é

( ) sd - De0,8Rme ×=

Onde,

Rme - raio mínimo de embutimento.

s - espessura da chapa.

Rmd = (50 x (s/AL)) - (s/2)

32

De – diâmetro externo do blanque

d – diâmetro do punção

Portanto, para os raios da ferramenta do ensaio, foram calculadas as dimensões de 3 mm

(modelo de cálculo para processos de dobramento) e 12 mm (modelo de cálculo para processos de

embutimento). A partir desses resultados estimaram-se os raios de embutimento para ensaios com

raio de punção e matriz com 6 mm e ensaios com raio de punção e matriz com 8 mm.

Para o experimento foram selecionados cilindros pneunáticos (Figuras 15 e 17) e molas

(Figura 18) para avaliar qual delas permite obter a força de sujeição estável e adequada aos

ensaios.

Foram adquiridos nove cilindros do modelo Prodty PNCQ – 0,2 – 038 do tipo autônomo

sem interligação (Prodty, 2006) que incorporam internamente um reservatório, possibilitando a

alteração e controle da pressão de carga e permitindo atingir a força de total de sujeição de 14947

N desejada sem elevá-la demasiadamente até o fim de seu curso, chegando até 18376 N, usando

como requisito os valores da Tabela 7.

Tabela 7 – Valores para determinação da força de sujeição.

Indice Descrição Unidade Valor

ß 0 relação de máximo embutimento - 1,95

d diâmetro do punção mm 95

s espessura da chapa mm 3,5

LR limite de ruptura do material N/mm² 325

De diâmetro externo do blank mm 185

dw diâmetro efetivo da sujeitador mm 108

p s pressão específica de sujeição N/mm² 0,844

An área de contato entre o blanque e matriz mm² 17719

Fn força de sujeição N 14947

33

Figura 15 – Cilindros a gás aplicados em ferramentas de estampagem (Prodty, 2006).

Foram executados ensaios que permitiram comparar a estabilidade da força de sujeição entre

molas helicoidais e cilindros de gás. Aplicando-se molas helicoidais (Figura 18), a elevação

demasiada da força de sujeição (Figura 16) provocaria interrupção indesejada do escoamento do

blanque, seguido de ruptura do produto antes de atingir o fim do curso de embutimento.

34

Curso em milímetros

Força em Newtons

403020100

40000

30000

20000

10000

0

Variable

Cilindro

Mola

Força de sujeição do blanque: Cilindro x Mola helicoidal

Força de sujeição desejada

Figura 16 – Comparativo entre a força de sujeição do cilindro de gás e mola helicoidal ao longo do

curso de embutimento.

Já os cilindros de gás possuem maior estabilidade ao longo do embutimento permitindo

manter quase a mesma força de sujeição desde o início até o fim do embutimento.

Figura 17 – Foto dos cilindros de gás instalados no sujeitador da ferramenta do experimento.

35

Figura 18 – Foto das molas helicoidais instaladas no sujeitador da ferramenta do experimento.

3.2.3 Instrumentação e aquisição de dados do ensaio

A extensometria elétrica é uma ferramenta muito importante na análise de tensões

mecânicas.

Para a medida das deformações na superfície da maioria dos materiais estruturais,

normalmente são utilizados extensômetros elétricos de resistência com características definidas de

resistência elétrica constante do extensômetro e comprimento da grade de medida, podendo ser de

dois tipos, extensômetro de fio ou extensômetro de película.

Esses dois tipos de extensômetros elétricos têm forma específica para cada aplicação. No

caso de medidas de deformação na superfície de peças têm-se os estados uniaxial, biaxial e

triaxial.

Os trandutores resistivos de deslocamento linear são sensores elétricos para medição de

cursos entre 10 mm e 2000 mm, com linearidade média ±0,05% F.E. com fixação através de

36

olhais, presilhas ou flange, com haste ou cursor junto ao corpo. O retorno da haste pode ser através

de mola com um apalpador, ligação elétrica através de cabo ou conector.

Para medição das forças durante os do ensaio foram confeccionados três transdutores de

força do tipo “Strain Gage” (Figura 19) à compressão, específicos para instrumentação da

ferramenta, com as seguintes características baseadas nos cálculos dos esforços já citados.

• Faixa nominal: 200kN

• Resistência de ponte: 700 Ohm

• Fator k: 2,03±1%

• Temperatura: 23±1°C

• Sensibilidade à compressão transdutor A: 2,119 mV/V => 200kN

• Incerteza de medição máxima transdutor A: 6,56kN

• Off-set transdutor A: -0,514 mV/V

• Sensibilidade à compressão transdutor B: 2,015 mV/V => 200kN

• Incerteza de medição máxima transdutor B: 1,88kN

• Off-set transdutor B: -1,531 mV/V

• Sensibilidade à compressão transdutor C: 2,173 mV/V => 200kN

• Incerteza de medição máxima transdutor C: 1,25kN

• Off-set transdutor C: -0,134 mV/V

Figura 19 – Fotografia transdutor de força preparado com extensômetros elétricos.

37

Para aquisição de dados durante o percurso da ferramenta no embutimento do corpo de

prova, foi instalado o transdutor resistivo de deslocamento (Figuras 20 e 21) associado ao

transdutor de força para obtenção das curvas de força por curso (Tabela 8).

Tabela 8 – Características do transdutor resistivo de deslocamento linear selecionado para o

experimento

• Curso de 10 a 50mm

• Suporte duplo para a haste de controle e mola de retorno

• Extremidade com rosca M2.5 e esfera de aço inoxidável

• Linearidade independente de até ±0,1%

• Resolução infinita

• Sem variação do sinal elétrico fora da excursão elétrica teórica

• Velocidade de deslocamento de até 10 m/s

• Temperatura de operação: -30 a +100°C

• Expectativa de vida: > 100x106 operações

Figura 20 – Transdutor resistivo de deslocamento linear.

38

Figura 21 – Transdutor resistivo de deslocamento linear instalado na ferramenta do experimento.

3.2.4 Acabamento superficial da ferramenta

Para obter a rugosidade desejada nos pontos de contato da ferramenta com o blanque, os

componentes da ferramenta foram confeccionados pelo processo de torneamento com as seguintes

características, procurando-se a repetibilidade do acabamento entre torneamentos para os ensaios:

• Avanço (F): 0,08 mm/rot

• Velocidade de corte (Vc): 200 m/s

• Inserto tipo CNGA

Os ensaios de rugosidade da ferramenta foram realizados no equipamento rugosímetro para

raio modelo “Form TalySurf Series 2 PGI - Taylor Robson Pneumo” com incerteza de ±0.0281µm

(Figuras 22 e 23) .

Figura 22 – Medição da rugosidade da matriz

39

Figura 23 – Medição da rugosidade do punção

Para avaliação da textura superficial da ferramenta, foi aplicado o processo de transferência,

não destrutivo, de microtextura de superfície “Repliset 3D Techniques” da Struers (2005),

utilizando-se o sistema de réplicas em borrachas de silicone para inspeção de superfícies.

Figura 24 – Aplicação do silicone para réplica da textura do raio do punção

40

Figura 25 – Aplicação do silicone para réplica da textura do raio da matriz

3.3 Especificação do lubrificante

Os lubrificantes escolhidos para os ensaios foram indicados pelo fabricante FUCHS do

Brasil S.A. (2000). A seleção foi baseada pela severidade do tipo embutimento em função dos

esforços aplicados. Esses lubrificantes são descritos a seguir.

Plantoform 64 - Fluido de estampagem e anticorrosivo isento de óleo mineral, miscível em água.

Isento de cloro, fósforo, metais pesados, nitritos, fenóis, boro, aditivos EP à base de enxofre ou qualquer

outra substância química incompatível com o meio. Devido a boa solubilidade em água, é facilmente

removido das peças com desengraxantes aquosos alcalinos ou neutros, evitando-se assim, o uso de

solventes inflamáveis ou clorados.

Extrudoil 319 HT – Óleo semi-sintético sem cloro, para conformação a frio. Possui aditivação de

enxofre, porém não ataca metais não ferrosos. Devido a viscosidade baixa, é apropriado para operações

onde é gerado muito calor. Pode ser usado também como óleo “dual side”, isto é, pode ser aplicado como

óleo de conformação e também como lubrificante de máquina, evitando desta forma a contaminação e

alteração do óleo lubrificante pelo óleo de conformação.

Renoform MZA 20 – são fluidos baseados em óleo mineral, formulados com aditivos de extrema

pressão e matéria graxa, indicados para forjamento, recalques, conformação e operações complementares

tais como: extrusão, puncionamento, rebarbamento, ponteamento, rosqueamento de parafusos, porcas,

41

pinos, rebites, roletes, esferas e muitos outros tipos de operações. São indicados também, para operações

leves de estampagem, repuxo e chapas de aço além de trefilação de ferro ou aço.

Não possuem enxofre ativo na sua composição, evitando com isso, ataque às ligas de cobre

utilizadas nos mancais e outras peças integrantes de máquinas operatrizes.

Renoform Press 10 – Pasta especialmente desenvolvida para aplicação em estampagem geral,

atendendo a uma ampla gama de operações. É composta de aditivos com alto poder lubrificante, para

operações severas de repuxo, obtendo-se um perfeito acabamento das peças e maior vida útil das

ferramentas.

Renoform 74 EEP - é um produto à base de óleo mineral parafínico, contendo em sua formulação

aditivos de lubricidade, extrema pressão (EP), antidesgaste, antioxidante e anticorrosivo, e não contém

cloro e metais pesados.

Foi desenvolvido para operações severas de estampagem, repuxo e corte, de metais fosfatizados ou

não, oferecendo excelente proteção ao ferramental.

Não é necessário aplicar óleo protetivo, pois o mesmo confere excelente proteção anticorrosiva,

podendo-se até transportar as peças, sendo também lavável.

Os lubrificantes determinados para os ensaios indicados pelo fabricante FUCHS do Brasil

S.A. foram caracterizados para o experimento quanto ao tipo, aplicação e viscosidade em cSt

[40°C] (Tabela 9).

Tabela 9 – Lubrificantes indicados pelo fabricante FUCHS do Brasil S.A. para o ensaio

Fornecedor Tipo Aplicação QtdeViscosidade

cSt [40°C]

FUCHSóleo

sinteticoRepuxo 5 litros 204

FUCHS ester Extrusão 3 litros 68

FUCHSóleo

mineralRepuxo 1 litro 174

FUCHSóleo

mineralRepuxo 3 litros 560

FUCHS pasta Repuxo 3 kg NA

Lubrificante

s d

isponív

eis

:

Descrição

37551 Renoform 74 EEP [Mineral

Parafin.]

40110 Renoform Press 10

Extudoil 319 HT

37212 Renoform MZA 20

37510 Plantoform 64

NA – não aplicável para pastas.

42

Para caracterizar a quantidade de lubrificante aplicado no ensaio sobre o blanque, foi

selecionada uma balança de laboratório, com resolução de 0,01 gramas para identificar a diferença

da massa do blanque antes e após a aplicação do lubrificante, obtidos conforme o tipo de

lubrificante e o diâmetro externo do blanque aplicado.

Conforme recomendações da FUCHS do Brasil S.A, o método de aplicação dos lubrificantes

selecionados foi a utilização de rolo de espuma embebido no lubrificante.

3.4 Planejamento experimental

O planejamento fatorial tem sido muito aplicado em pesquisas básicas e tecnológicas e é

classificado como um método do tipo simultâneo, em que as variáveis de interesse que realmente

apresentam influências significativas na resposta são avaliadas ao mesmo tempo.

Para realizar um planejamento fatorial, escolhem-se as variáveis a serem estudadas e

efetuam-se experimentos em diferentes valores destes fatores, observando-se a resposta para cada

combinação correspondente.

Os ensaios foram divididos em duas fases, sendo a primeira sem lubrificantes, com a

intenção de caracterizar combinações de variáveis que resultassem em corpos de prova no limite

de ruptura para, posteriormente, ensaiar-se na segunda fase os blanques selecionados na primeira

fase com a aplicação dos lubrificantes selecionados para os ensaios.

3.4.1 Planejamento para a primeira fase

Para a primeira fase foram escolhidas as seguintes variáveis de influência para avaliar os

fenômenos causadores das trincas (Tabela 10).

• Raio do punção em dois níveis: 6 mm e 8 mm.

• Raio da matriz em dois níveis: 6 mm e 8 mm.

• Atuação do prensa chapa em dois níveis: com atuação (1) e sem atuação (0).

• Diâmetro externo dos blanques em seis níveis: 135 mm, 145 mm, 155 mm, 165 mm, 175

mm e 185 mm.

43

Tabela 10 – Planejamento do ensaio experimental correspondente a primeira fase, sem

lubrificantes.

com sem com sem

y6;c;135;1 y6;s;135;1 y8;c;135;1 y8;s;135;1

y6;c;135;2 y6;s;135;2 y8;c;135;2 y8;s;135;2

y6;c;145;1 y6;s;145;1 y8;c;145;1 y8;s;145;1

y6;c;145:2 y6;s;145:2 y8;c;145:2 y8;s;145:2

y6;c;155;1 y6;s;155;1 y8;c;155;1 y8;s;155;1

y6;c;155;2 y6;s;155;2 y8;c;155;2 y8;s;155;2

y6;c;165;1 y6;s;165;1 y8;c;165;1 y8;s;165;1

y6;c;165;2 y6;s;165;2 y8;c;165;2 y8;s;165;2

y6;c;175;1 y6;s;175;1 y8;c;175;1 y8;s;175;1

y6;c;175;2 y6;s;175;2 y8;c;175;2 y8;s;175;2

y6;c;185;1 y6;s;185;1 y8;c;185;1 y8;s;185;1

y6;c;185;2 y6;s;185;2 y8;c;185;2 y8;s;185;2

175

185

6 8

145

Raio punção/matriz

Prensa chapa

135

Diâ

metr

o e

xte

rno

155

165

Notação: y;R;C;De;rp

Onde,

y = Resultado

R = Raio da ferramenta

C = Com ou Sem atuação prensa chapa

De = Diâmetro externo do blanque

rp = réplica do ensaio

As variáveis de resposta da primeira fase selecionadas para caracterizar o corpo de prova a

ser usado na segunda fase foram:

• Ocorrência de fratura

• Relação entre o diâmetro inicial do blanque e o diâmetro final do corpo de prova embutido

• Força desenvolvida durante o embutimento

• Espessura média das paredes do corpo de prova entre os furos após o embutimento

• Espessura no fundo do corpo de prova após o embutimento

44

• Espessura na região do raio de dobra no fundo e no flange do corpo de prova após o

embutimento

• Influência do prensa chapa

Figura 26 – Regiões para medição das espessuras no corpo de prova embutido.

Nomenclatura para as espessuras do corpo de prova embutido:

• Eraiofl = espessura no raio da região do flange (região 1).

• Erauifun = espessura no raio do fundo (região 2).

• Efund = espessura no fundo (região 3).

• Epare = espessura na região da aba (região 4).

3.4.2 – Planejamento para a segunda fase

Para a segunda fase foram escolhidas as seguintes variáveis de influência para explicar como

e quais lubrificantes favorecem a não formação de trincas, o menor esforço durante o embutimento

e a maior estabilidade do processo (Tabela 11):

• Raio do punção em dois níveis: 6 mm e 8 mm

• Raio da matriz em dois níveis: 6 mm e 8 mm

• Atuação do prensa chapa em dois níveis: com atuação (1) e sem atuação (0)

• Tamanho do diâmetro externo dos blanques em dois níveis: 165 mm e 175 mm.

• Tipo de lubrificante em cinco níveis: Plantoform 64, Extrudoil 319 HT, Renoform MZA

20, Renoform Press 10 e Renoform 74 EEP.

45

Tabela 11 – Planejamento do ensaio experimental correspondente a segunda fase, sem

lubrificantes.

d1 d2 d1 d2 d1 d2 d1 d2

Y6;c;d1;la;1 Y6;c;d2;la;1 Y6;s;d1;la;1 Y6;s;d2;la;1 Y8;c;d1;la;1 Y8;c;d2;la;1 Y8;s;d1;la;1 Y8;s;d2;la;1

Y6;c;d1;la;2 Y6;c;d2;la;2 Y6;s;d1;la;2 Y6;s;d2;la;2 Y8;c;d1;la;2 Y8;c;d2;la;2 Y8;s;d1;la;2 Y8;s;d2;la;2

Y6;c;d1;lb;1 Y6;c;d2;lb;1 Y6;s;d1;lb;1 Y6;s;d2;lb;1 Y8;c;d1;lb;1 Y8;c;d2;lb;1 Y8;s;d1;lb;1 Y8;s;d2;lb;1

Y6;c;d1;lb;2 Y6;c;d2;lb;2 Y6;s;d1;lb;2 Y6;s;d2;lb;2 Y8;c;d1;lb;2 Y8;c;d2;lb;2 Y8;s;d1;lb;2 Y8;s;d2;lb;2

Y6;c;d1;lc;1 Y6;c;d2;lc;1 Y6;s;d1;lc;1 Y6;s;d2;lc;1 Y8;c;d1;lc;1 Y8;c;d2;lc;1 Y8;s;d1;lc;1 Y8;s;d2;lc;1

Y6;c;d1;lc;2 Y6;c;d2;lc;2 Y6;s;d1;lc;2 Y6;s;d2;lc;2 Y8;c;d1;lc;2 Y8;c;d2;lc;2 Y8;s;d1;lc;2 Y8;s;d2;lc;2

Y6;c;d1;ld;1 Y6;c;d2;ld;1 Y6;s;d1;ld;1 Y6;s;d2;ld;1 Y8;c;d1;ld;1 Y8;c;d2;ld;1 Y8;s;d1;ld;1 Y8;s;d2;ld;1

Y6;c;d1;ld;2 Y6;c;d2;ld;2 Y6;s;d1;ld;2 Y6;s;d2;ld;2 Y8;c;d1;ld;2 Y8;c;d2;ld;2 Y8;s;d1;ld;2 Y8;s;d2;ld;2

Y6;c;d1;le;1 Y6;c;d2;le;1 Y6;s;d1;le;1 Y6;s;d2;le;1 Y8;c;d1;le;1 Y8;c;d2;le;1 Y8;s;d1;le;1 Y8;s;d2;le;1

Y6;c;d1;le;2 Y6;c;d2;le;2 Y6;s;d1;le;2 Y6;s;d2;le;2 Y8;c;d1;le;2 Y8;c;d2;le;2 Y8;s;d1;le;2 Y8;s;d2;le;2

6 8

com sem com sem

La

Raio

punção/matriz

Diamentro

Prensa chapa

Lu

bri

fican

te

Lb

Lc

Ld

Le

As variáveis de resposta selecionadas para avaliar o desempenho dos lubrificantes e entender as

causas da fratura no produto durante o embutimento sobre condições específicas de processo

foram:

• Ocorrência de fratura

• Esforço desenvolvido durante o embutimento (*)

• Espessura das paredes entre os furos

• Espessura no fundo do corpo de prova

• Espessura no raio de dobra no fundo e no flange do corpo de prova

• Diâmetro externo do corpo de prova após embutimento

• Estricção da espessura nos pontos críticos do corpo de prova

(*) – O resultado do esforço desenvolvido durante o embutimento está associado aos dados

adquiridos dos transdutores de força.

46

3.4.3 – Metodologia para análise de resultados dos experimentos

Métodos estatísticos vêm sendo utilizados em engenharia de produção e em diversas áreas

para estudar a relação entre variáveis de resposta e variáveis independentes, não somente nos

aspectos teóricos, mas nos conceitos, idéias e interpretação de resultados, ajudando na otimização

dos processos correntes e no projeto de novos processos.

Através do software estatístico MINITAB pode-se determinar a função probabilística a

partir dos dados do experimento conforme Penha (2002), baseado no método de regressão

logística binária, entre outros métodos de análise estatística.

( )

( )ixixxce

ixixxce

iPββββ

ββββ

+++++

++++

=...2211

1

...2211

Onde:

Pi – probabilidade de resposta

βc – constante

βi – coeficiente da variável independente

xi – variável independente

Os testes estatísticos, aplicados para validar e assegurar um modelo definido, também

permitem identificar as variáveis que não se ajustam ao modelo ou que possuem influência

significativa na estimação de parâmetros. Dentre esses testes destacam-se:

P-valor: probabilidade de obter um valor estatístico amostral de teste no mínimo extremo,

como o que resulta nos dados amostrais, na suposição da hipótese nula ser verdadeira (Triola,

1998). Quando o P-valor for no máximo igual ao nível de significância adotado, a hipótese nula

será rejeitada. Quando o valor P-valor for maior que o valor de significância adotado, a hipótese

nula não é rejeitada. O valor do nível de significância adotado na análise dos resultados deste

trabalho foi de 5% (0,05).

47

Pearson: mede quão bem a observação é prevista pelo modelo. Observações que não se

ajustam ao modelo têm um alto valor de Pearson. Em regressão linear determina o coeficiente de

correlação linear “R”, que mede o grau de relacionamento linear entre os valores emparelhados em

uma amostra (Triola, 1998).

Desvio Residual: medida de como a observação é predita pelo modelo. Observações mal

ajustadas pelo modelo têm elevados desvios residuais (Triola, 1998).

Hosmer-Lemeshow: este teste avalia o modelo ajustado, comparando as freqüências

observadas às esperadas. O teste associa os dados às suas probabilidades estimadas da mais baixa

a mais alta, através do teste qui-quadrado para determinar se as freqüências observadas estão

próximas às freqüências esperadas (Hosmer & Lemeshow, 1989).

48

Capítulo 4 - Resultados e Discussão

Todos os resultados associados a avaliações por técnicas estatísticas foram elaborados a

partir do software estatístico MINITAB da empresa Minitab Inc.

4.1 Análise dos ensaios do material

4.1.1 Propriedades mecânicas e químicas

O aço selecionado conforme norma ABNT NBR 5906 EPA (1984) para os ensaios de

estampagem apresentou os resultados mostrados nas Tabelas de 12 a 15 quanto às suas

características químicas, mecânicas e metalúrgicas desejadas e encontradas.

Os ensaios foram executados no equipamento de tração de 100 kN para caracterização das

curvas de tensão versus deformação. A velocidade de deslocamento foi 10 mm/min e pré-carga de

220 N. A célula de carga foi aferida de 100 kN.

49

Tabela 12 – Resultados das propriedades mecânicas do aço-carbono laminado a quente

(*) – em relação à direção de laminação

De acordo com a Tabela 12, todos os corpos de prova ensaiados atendem em sua média os

requisitos da ABNT – NBR 5906 (vide Tabela 3 do capítulo 3), independente da direção de

extração.

Tabela 13 – Composição química do aço-carbono laminado a quente

C Mn Al P S

0,047 0,12 0,04 0,019 0,009

Composição química (% de massa)

Na avaliação da composição química do material foi identificado (Tabela 13) que o

percentual de Alumínio (Al) não atende o requisito da ABNT – NBR 5906 (Tabela 4), donde se

pode concluir que se trata de um aço acalmado ao alumínio.

Tabela 14 - Propriedades metalográficas do aço-carbono laminado a quente

ASTM 6 à 7 ASTM E15

Propriedades Metalográficas

Tamanho de grão Nível de inclusões

Direção do corpo

de prova (*) Corpo de prova LR [MPa] LE [MPa]

AL -

50mm[%]

0° 1 332 265 36

0° 2 333 269 36,5

0° 3 335 273 37,4

45° 1 322 250 31,2

45° 2 335 271 36,8

45° 3 327 262 33,1

90° 1 336 255 36

90° 2 337 261 36,8

90° 3 339 269 37,2

Propriedades Mecânicas

50

Na avaliação das propriedades metalográficas do material (Tabela 14) foi identificado que o

tamanho de grão e o nível de inclusões atendem aos requisitos da norma ABNT – NBR 5906

(Tabela 5).

Tabela 15 – Resultados dos ensaios de tração para avaliação da anisotropia

Conforme a Tabela 15, o coeficiente de anisotropia normal r está abaixo de valores comuns

encontrados para os aços efervescentes, normalmente próximos de 2.0 e o coeficiente de

anisotropia planar ∆r encontrado indica que há pequena probabilidade de surgimento de orelhas

nos produtos embutidos.

O coeficiente de encruamento do material encontrado está próximo do valor esperado para

os produtos de estampagem profunda.

4.1.2 Acabamento superficial

Os valores obtidos de rugosidade do material nos ensaios nas três direções em relação à

direção de laminação (0°, 45° e 90°), apresentaram rugosidade aritmética Ra 1,58 µm, 1,56µm e

1,49µm, rugosidade parcial Rz 9,08µm, 9,32µm e 8,31µm e rugosidade total Rt 10,65µm, 10,84

µm e 10,03µm respectivamente, valores já esperados para esse tipo de material com superfície

decapada, com passe de laminação de acabamento e rugosidade máxima esperada Rt de 15µm.

Quanto à rugosidade da ferramenta, a Figura 27 mostra os resultados da rugosidade

aritmética Ra em µm, para as duas condições de raios da ferramenta 6 mm e 8 mm, da matriz e

punção com tamanho da amostra igual a cinco.

Sentido de

laminaçãoW0 Wf t 0 tf r n

0° 12,93 6,35 3,45 1,04 0,593 0,231

45° 12,86 6,06 3,51 1,13 0,664 0,207

90° 12,73 6,1 3,49 1,15 0,663 0,223

0,646

∆r -0,04

Valores médios

r

51

Figura 27 – Valores de rugosidade aritmética e comparativo em µm, para os raios do punção e

matriz de 6 mm e 8 mm.

Os valores médios da Figura 27, distintos para ambos os raios são justificados pelo fato do

processo de torneamento ter sido executado em momentos distintos (apesar dos mesmos

parâmetros de usinagem aplicados). Pelo fato desse processo obter essa ordem de rugosidade não

há necessidade de polimento.

Figura 28 – Fotos das réplicas de silicone dos raios do punção.

Ra

Raio

Item

R8R6

PunçãoMatrizPunçãoMatriz

0,80

0,75

0,70

0,65

0,60

0,55

0,50

0,45 0,503

0,570

0,674

0,693

Valores médios de rugosidade em Ra versus Raio do Punção e Matriz

52

Na figura 28 pode-se observar as réplicas em silicone da Struers (2005) confeccionadas a

partir da aplicação, aderência e secagem no raio da matriz e punção para obter a cópia fiel da

textura superficial.

Figura 29 – Ampliação 100x (a) e 400x (b) respectivamente em microscópio ótico, da réplica do

acabamento superficial do raio da ferramenta.

A Figura 29a mostra a textura do acabamento superficial da ferramenta obtida através da

técnica das réplicas e ampliada 100x. O padrão de acabamento ou sulcos obtido é característico do

processo de torneamento com os parâmetros de fabricação definidos no capítulo 3.2.4, como

mostram as linhas horizontais na Figura 29b na ampliação de 400x.

4.1.3 Espessura da chapa

A Figura 30 apresenta os resultados da espessura inicial dos blanques utilizados nos ensaios,

obtidos a partir das medições com micrômetro de escala digital. Observa-se que o valor médio

encontrado está próximo do valor nominal de 3,5 mm, e que o desvio-padrão é adequado para esse

tipo de material laminado a quente (ABNT NBR 11888, Tabela 5, 1991).

500 µm

a

100 µm

b

53

Espessura do blanque

Frequência

3.533.523.513.503.493.483.47

4

3

2

1

0

Média = 3.504 mm/Desvio = 0.0149 mm ; Mediana = 3.508 mm/Amplitude = 0.049 mm

Histograma da Espessura do blaque

Figura 30 – Valores de espessura inicial do blanque.

4.2 Análise dos ensaios com o ferramental e corpo de prova

A análise do processo pelo método dos volumes finitos elaborado no Laboratório de

Conformação de Mecânica da UNICAMP, permitiu prever o nível das tensões nas paredes do

corpo de prova, como mostram as Figuras 31 à 35.

As Figuras 31 e 32 mostram que a região de maior esforço no corpo de prova aplicado no

processo de embutimento, se concentra na região dos furos, justamente pela limitação da

quantidade de material nessa região.

Figura 31 – Resultado da simulação para previsão dos esforços de embutimento.

54

Figura 32 – Simulação para previsão do funcionamento na ferramenta.

A Figura 33 mostra a previsão da deformação plástica para um corpo de prova com diâmetro

inicial do blanque com 185 mm na ordem de 0,522 (destacada pela cor vermelha). Ao ser

comparada com a Figura 34, correspondente à simulação de um corpo de prova com diâmetro 190

mm e de maior deformação plástica 0,983 (destacada pela cor vermelha), permite afirmar que as

chances do corpo de prova com diâmetro 185 mm pode suportar maiores deformações que o de

diâmetro 190 mm.

Figura 33 – Previsão da deformação plástica para o diâmetro inicial do blanque 185 mm.

55

Figura 34 – Previsão da deformação plástica para o diâmetro inicial do blanque 190 mm.

A Figura 35, correspondente a simulação de um blanque com diâmetro externo de 195 mm

extrapolou ambos os resultados anteriores, mostrando ser mais suscetível às fraturas na região dos

furos.

Figura 35 – Previsão da deformação plástica efetiva para o diâmetro inicial do blanque 195 mm.

A partir das simulações com os diâmetros do blanque 185 mm, 190 mm e 195 mm foi

escolhido o blanque de 185 mm. Por ser de menor tensão sobre as paredes do corpo de prova,

determinou os demais diâmetros de blanque para os ensaios (Figura 36).

56

Figura 36 – Blanques com diâmetro externo 135 mm, 145 mm, 155 mm, 165 mm, 175 mm e 185

mm.

4.3 Análise dos ensaios com os lubrificantes

Foi controlada a quantidade de massa em gramas e em amostras de tamanho 8 (n = 8) para

cada tipo de lubrificante nos dois diâmetros de blanques distintos (De = 165mm e De = 175mm).

Dos lubrificantes aplicados nos blanques com rolo de espuma embebido, foi verificado que os de

maior viscosidade eram os de maior massa e, conseqüentemente, mais difíceis de replicar sua

quantidade sobre os demais blanques.

57

Embora que o método de aplicação foi o mesmo e a superfície dos blanques diferentes, a

massa se mostrou similar para os lubrificantes aplicados (Figura 37).

Figura 37 – Massa de lubrificantes aplicados nos blanques.

4.4 Análise dos resultados dos experimentos

Os resultados dos ensaios foram avaliados numa primeira fase, sem lubrificantes, para

caracterizar as combinações de variáveis que resultassem em corpos de prova no limite de ruptura

e, numa segunda fase, submetendo os blanques caracterizados na primeira com aplicação dos

lubrificantes.

O primeiro conjunto de experimentos, sem qualquer aplicação de lubrificante, teve como

objetivo determinar as condições de ensaios que permitissem selecionar corpos de prova num

limite crítico de ruptura, entender suas principais causas no sistema avaliado e planejar o segundo

conjunto de experimentos com aplicação de lubrificantes.

Esse segundo conjunto de experimentos foi conduzido de modo a obterem-se os resultados

associados aos efeitos dos lubrificantes e identificar qual deles promoveu melhor desempenho no

sistema avaliado.

Massa Lubr

De

Tipo lubrif

175

165

Renoform Press 10

Renoform 74

Plantforme 64

MZA 20

Extrudoil

Renoform Press 10

Renoform 74

Plantforme 64

MZA 20

Extrudoil

5

4

3

2

1

Massa lubrificante vs Diâmetro externo do blanque e Lubrificante

[gr]

58

4.4.1 Resultados da primeira fase

A Tabela 16 apresenta os resultados obtidos nos ensaios relativos ao planejamento fatorial

(Tabela 11) sem o uso de lubrificantes. São apresentados os resultados de ocorrência de fratura,

relação entre o diâmetro inicial do blanque e o diâmetro final do corpo de prova embutido, força

desenvolvida durante o embutimento, espessura média das paredes do corpo de prova entre os

furos após o embutimento, espessura no fundo do corpo de prova após o embutimento, espessura

no raio de dobra no fundo após o embutimento e no flange do corpo de prova após o embutimento

e influência do prensa chapa.

A ocorrência da fratura (Frat), caracterizada como variável de resposta em função das

variáreis independentes, diâmetro externo do blanque (De) e raio da ferramenta (R), foi avaliada

pelo método de regressão logística binária através dos indicadores dos testes de validação P-valor,

Pearson e Hosmer-Lemeshow (Tabela 17).

Tabela 16 – Coeficientes obtidos por REGRESSÃO LOGÍSTICA para análise de probabilidade de

fratura.

Previsão CoeficienteP-Valor

(Coeficiente)P-Valor (Pearson)

P-Valor

(Desvio Residual)

P-Valor (Hosmer

Lemeshow)

Constante -8,8265 0,042

R -1,1587 0,011

De 0,102124 0,001

0,062 0,028 0,227

A atuação do prensa chapa não foi significativa na probabilidade de fratura P(Frat), sendo

eliminada do modelo inicial. No modelo logístico atualizado, a probabilidade do corpo de prova

fraturar P(Frat)log em função do diâmetro externo do blanque (De) e do raio da ferramenta (R),

pode ser estimada por meio da seguinte expressão (regressão logística binária):

Onde,

P(Frat)log – probabilidade de resposta para fratura

R – Raio da ferramenta (variável independente)

De – Diâmetro externo do blanque (variável independente)

) De) 102 . 0 ( R) (-1.159 (-8.827 1

) De) 102 . 0 ( R) (-1.159 (-8.827 e (Frat)log P

× + ×+ +

×+ × +

=

e

59

Tabela 17 – Resultados do experimento para estudo de fraturas dos corpos de prova em função do

diâmetro externo, raio da ferramenta e prensa chapa.

R BH De E0 Frat DeEB Beta Fmax Efund Eraiofl Erauifun dfundo draio_flg draio_fnd P(Frat)

[mm] [mm] [mm] [mm] [kN] [mm] [mm] [mm] [%] [%] [%] [%]

6 1 135 3,50 não 98,68 1,37 88 3,50 4,15 3,30 0,0 -17,0 5,9 12

6 1 145 3,50 não 113,39 1,28 147 3,50 4,15 3,15 0,0 -17,0 10,5 27,5

6 1 155 3,50 não 127,42 1,22 199 3,50 3,65 2,90 0,0 -4,2 18,8 51,3

6 1 165 3,50 sim 147,68 1,12 217 3,50 3,15 2,85 0,0 10,5 20,5 74,5

6 1 175 3,50 sim 165,02 1,06 212 3,50 3,00 2,85 0,0 15,4 20,5 89

6 1 185 3,50 sim 178,60 1,04 202 3,50 2,75 2,95 0,0 24,1 17,1 95,7

6 0 135 3,50 sim 104,38 1,29 59 3,55 3,60 3,30 -1,4 -2,8 5,9 12

6 0 145 3,50 sim 123,45 1,17 88 3,55 4,05 3,20 -1,4 -14,6 9,0 27,5

6 0 155 3,50 não 126,90 1,22 162 3,55 4,15 3,15 -1,4 -17,0 10,5 51,3

6 0 165 3,50 não 139,12 1,19 216 3,50 3,45 2,95 0,0 1,4 17,1 74,5

6 0 175 3,50 sim 156,04 1,12 220 3,50 3,15 2,95 0,0 10,5 17,1 89

6 0 185 3,50 sim 169,44 1,09 220 3,50 3,25 2,85 0,0 7,4 20,5 95,7

8 1 135 3,50 não 101,07 1,34 80 3,55 4,15 3,30 -1,4 -17,0 5,9 1,3

8 1 145 3,50 não 113,85 1,27 138 3,50 4,15 3,15 0,0 -17,0 10,5 3,6

8 1 155 3,50 não 126,73 1,22 188 3,50 3,60 3,20 0,0 -2,8 9,0 9,4

8 1 165 3,50 não 141,07 1,17 220 3,50 3,30 3,05 0,0 5,9 13,8 22,3

8 1 175 3,50 sim 160,53 1,09 222 3,50 3,30 3,25 0,0 5,9 7,4 44,4

8 1 185 3,50 sim 175,34 1,06 213 3,50 2,55 3,25 0,0 31,7 7,4 68,9

8 0 135 3,50 não 101,10 1,34 54 3,55 4,15 3,35 -1,4 -17,0 4,4 1,3

8 0 145 3,50 não 122,46 1,18 75 3,55 4,15 3,25 -1,4 -17,0 7,4 3,6

8 0 155 3,50 não 125,60 1,23 148 3,55 3,75 3,25 -1,4 -6,9 7,4 9,4

8 0 165 3,50 não 137,99 1,20 209 3,50 3,55 3,15 0,0 -1,4 10,5 22,3

8 0 175 3,50 não 150,97 1,16 219 3,50 3,45 3,15 0,0 1,4 10,5 44,4

8 0 185 3,50 sim 166,51 1,11 223 3,50 3,30 3,15 0,0 5,9 10,5 68,9

6 1 135 3,50 não 98,76 1,37 88 3,50 4,15 3,30 0,0 -17,0 5,9 12

6 1 145 3,50 não 113,47 1,28 149 3,55 4,20 3,20 -1,4 -18,2 9,0 27,5

6 1 155 3,50 não 127,42 1,22 199 3,50 3,60 2,85 0,0 -2,8 20,5 51,3

6 1 165 3,50 sim 147,48 1,12 217 3,50 3,35 2,85 0,0 4,4 20,5 74,5

6 1 175 3,50 sim 165,10 1,06 210 3,50 3,05 2,85 0,0 13,8 20,5 89

6 1 185 3,50 sim 178,65 1,04 203 3,50 2,75 2,95 0,0 24,1 17,1 95,7

6 0 135 3,50 sim 104,51 1,29 59 3,55 3,60 3,30 -1,4 -2,8 5,9 12

6 0 145 3,50 sim 123,67 1,17 80 3,50 3,75 3,15 0,0 -6,9 10,5 27,5

6 0 155 3,50 não 126,91 1,22 165 3,50 4,15 3,10 0,0 -17,0 12,1 51,3

6 0 165 3,50 não 138,70 1,19 218 3,50 3,50 2,95 0,0 0,0 17,1 74,5

6 0 175 3,50 sim 155,19 1,13 220 3,50 3,15 2,95 0,0 10,5 17,1 89

6 0 185 3,50 sim 169,44 1,09 220 3,50 3,20 2,90 0,0 9,0 18,8 95,7

8 1 135 3,50 não 101,16 1,33 90 3,55 4,15 3,30 -1,4 -17,0 5,9 1,3

8 1 145 3,50 não 113,92 1,27 135 3,55 4,15 3,20 -1,4 -17,0 9,0 3,6

8 1 155 3,50 não 126,69 1,22 191 3,50 3,65 3,15 0,0 -4,2 10,5 9,4

8 1 165 3,50 não 141,12 1,17 221 3,50 3,45 3,05 0,0 1,4 13,8 22,3

8 1 175 3,50 sim 160,22 1,09 223 3,50 3,15 3,25 0,0 10,5 7,4 44,4

8 1 185 3,50 sim 175,38 1,05 215 3,50 2,35 3,25 0,0 39,8 7,4 68,9

8 0 135 3,50 não 101,10 1,34 54 3,55 4,15 3,30 -1,4 -17,0 5,9 1,3

8 0 145 3,50 não 122,18 1,19 77 3,50 4,15 3,30 0,0 -17,0 5,9 3,6

8 0 155 3,50 não 125,65 1,23 148 3,55 3,80 3,25 -1,4 -8,2 7,4 9,4

60

O modelo probabilístico dos resultados do experimento da primeira fase resultaram os dados

da Tabela 18 de P(Frat)log.

Tabela 18 - Resultados do experimento da primeira fase aplicado ao modelo logístico P(Frat)log

R De P(Frat) R De P(Frat)

6 135 0,12005 8 135 0,013264

6 135 0,12005 8 135 0,013264

6 135 0,12005 8 135 0,013264

6 135 0,12005 8 135 0,013264

6 145 0,274737 8 145 0,035981

6 145 0,274737 8 145 0,035981

6 145 0,274737 8 145 0,035981

6 145 0,274737 8 145 0,035981

6 155 0,512627 8 155 0,093903

6 155 0,512627 8 155 0,093903

6 155 0,512627 8 155 0,093903

6 155 0,512627 8 155 0,093903

6 165 0,744931 8 165 0,223456

6 165 0,744931 8 165 0,223456

6 165 0,744931 8 165 0,223456

6 165 0,744931 8 165 0,223456

6 175 0,890221 8 175 0,444134

6 175 0,890221 8 175 0,444134

6 175 0,890221 8 175 0,444134

6 175 0,890221 8 175 0,444134

6 185 0,957476 8 185 0,689298

6 185 0,957476 8 185 0,689298

6 185 0,957476 8 185 0,689298

6 185 0,957476 8 185 0,689298

Aplicando-se o modelo de regressão linear sobre os resultados da Tabela 18 obtemos a

função linear da probabilidade do corpo de prova fraturar P(Frat)lin em função de tamanho do raio

da ferramenta e da dimensão do diâmetro externo do blanque representada pela superfície gráfica

na Figura 38, com coeficiente de correlação “CORR.” de 0,946.

De) x (0,016 R) x (-1,1670,929- linP(Frat) ++=

61

Figura 38 – Análise de superfície para a probabilidade de fratura P(Frat)lin em função do diâmetro

externo do blanque (De) e do raio da ferramenta (R).

Pode-se concluir para a primeira fase do experimento que a probabilidade de fraturar o corpo

de prova é maior em função do diâmetro externo do blanque do que em função do raio da

ferramenta e que, a partir dos testes estatísticos não foi evidenciada a influência do prensa chapa

sobre a probabilidade de se fraturar o corpo de prova nesse ensaio.

Na seleção dos corpos de prova para os ensaios com lubrificantes, através da ANOVA, foi

identificada a probabilidade de fratura de 50%, sendo classificados corpos de prova acima e

abaixo dessa faixa. Com probabilidade de fratura abaixo de 50% foram classificados como não

fraturados e os com probabilidade de fratura acima de 50% como fraturados (Figura 39).

62

Figura 39 – ANOVA para classificação dos corpos de prova como fraturados e não fraturados.

O gráfico da Figura 40 se refere a um comparativo entre a situação real de fratura (R) das

proporções de peças fraturadas no ensaio e a situação prevista (P) pelo modelo definido.

Figura 40 - Comparativo entre a situação de fratura real das quantidades de peças fraturadas no

ensaio e a situação prevista.

sim não

185

175

165

155

145

135

simnão

Prevista Real

[mm]

De

P(F

rat)

log

Ocorrência de fratura

63

Nota-se que nos resultados de fratura na situação real “R” para os blanques de diâmetro 175

mm e 165 mm, houve corpos de prova que fraturaram e corpos de prova que não fraturaram em

proporções inversas.

Para os corpos de blanque com diâmetro externo 165 mm, a proporção de fraturados foi de 2

em 8 corpos ensaiados. Para os de diâmetros 175 mm a proporção de fraturados foi de 6 corpos

em 8 ensaiados como mostra o gráfico na Figura 41. As Figuras 42 a 53 mostram a aparência dos

corpos de prova de diâmetro do blanque com 165 mm e 175 mm correspondentes a esses ensaios.

Figura 41 – Quantidade de corpos de prova que fraturados (Frat/s) e não fraturados (Frat/n)em

relação ao diâmetro externo do blanque (De)

Os resultados dos corpos de prova com diâmetros de blanque 135 mm e 145 mm (Figuras 50

e 51) não foram considerados, devido ao comprometimento da região da aba em função da falta de

material durante o escoamento, como mostrados nessas figuras.

F ra t

sim não

8

6

4

2

0

sim não

8

6

4

2

0sim não

D e = 135 D e = 145 D e = 155

D e = 165 D e = 175 D e = 185

F r at não sim

64


de 6 mm com a atuação do prensa chapa.


de 6 mm sem a atuação do prensa chapa.

65





66





67





68


comprometida.


comprometida.

69

Figura 52 – Corpo de prova embutido a partir do blanque de 185 mm. Ensaio com todos os corpos

de prova fraturados.

Figura 53 – Corpo de prova embutido a partir do blanque de 155 mm sem fratura. Ensaio com

nenhum corpo de prova fraturado.

Os resultados dos ensaios da primeira fase evidenciam que os corpos de prova de diâmetro

do blanque de 165 mm e 175 mm (Figuras 42 a 49) apresentam-se favoráveis para serem

selecionados para os ensaios com lubrificantes. Eles representam uma condição crítica, sensíveis à

potencial influência dos lubrificantes.

70

O mesmo não ocorreu com os dímetros de 185 mm (Figura 52), pois todos os ensaios

resultaram em fratura, e com o diâmetro de 155 mm (Figura 53), que não resultou em corpos de

prova com fratura, como mostrado nas figuras correspondentes.

Finalmente, os diâmetros de 135 mm e 145 mm que ficaram comprometidos devido à falta

de material na região da aba (Figuras 50 e 51), também não foram considerados.

Quanto ao esforço desenvolvido no embutimento representado pela força máxima (Fmax),

pode-se determinar que o diâmetro externo do blanque fosse mais significativo que o raio da

ferramenta, comprovado pelo modelo de regressão linear (Figuras 54 a 57).

Pelos coeficientes da Tabela 19 pode-se concluir que nos ensaios sem a atuação do prensa

chapa a força máxima de embutimento é menor, com influência significativa do raio da

ferramenta, ao contrário da situação de ensaios com a atuação do prensa chapa.

Tabela 19 – Coeficientes obtidos por regressão linear para análise da força máxima (Fmax).

Fmax (com BH) = - 215,32 + 2,45 De + 0,21 R

Fmax (sem BH) = - 417,16 + 3,72 De – 2,83 R

Prensa Chapa

(BH) Previsão Coeficiente

P-Valor

(Coeficiente)

Coeficiente de

correlação

Constante -215,32 0,003

R 0,208 0

De 2,4479 0,969

Constante -417,16 0

R -2,833 0

De 3,7171 0,577

com atuação 0,742

0,885 sem atuação

71

Figura 54 – Análise de superfície a força máxima de embutimento (Fmax) em função do diâmetro

externo do blanque (De) e do raio da ferramenta (R) com e sem a atuação do prensa chapa (BH).

Portanto, conforme os coeficientes da Tabela 20, a força máxima de embutimento (Fmax)

não é influenciada pelo raio da ferramenta (R), porém é influenciada pela atuação do prensa chapa

(BH) e pelo diâmetro externo (De) como apresentado na figura 54.

Tabela 20 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise da força máxima (Fmax).

Fator NíveisP-Valor (Anova)

para Fmax

Correlação linear

De [mm] 6 0

BH 2 0

R [mm] 2 0,549

Valores

0 (com atuação); 1(sem atuação)

6; 8

135; 145; 155; 165; 175; 185

0,947

"CORR."

72

Fmax [kN]

86

200

150

100

5010

185175165155145135

200

150

100

50

R BH

De

Gráfico dos principais efeitos para Fmax

Figura 55 – Principais efeitos que influenciaram os resultados de força de embutimento máximo

(Fmax).


blanque (De) com atuação do prensa chapa (BH), independente do tamanho do raio.

De

190180170160150 140130

250

200

150

100

Gráfico de ajuste linearFmax = - 213.9 + 2.448 De

[mm]

Fmax

[kN]

73


blanque (De) sem atuação do prensa chapa (BH), independente do tamanho do raio.

Lembrando que a estricção é a redução das dimensões da seção transversal, provocada pelas

cargas de tração do processo, é importante avaliar os resultados dos ensaios para esse efeito nas

regiões para medição das espessuras no corpo de prova embutido conforme a Figura 26.

A espessura da chapa no raio da região do flange no corpo de prova (região 1 de maior

tensão radial na parede) sofre influência do diâmetro externo do blanque (De), porém quando há

atuação do prensa chapa (BH) a relação dessa espessura com o diâmetro externo do blanque

aumenta, reforçando a hipótese (Tabela 21) de que quanto maior o diâmetro externo do blanque

menor será a espessura nessa região do corpo de prova, conforme denotado pelos modelos “a” e

“b” (Figura 58b).

Tabela 21 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise da espessura no raio da região do

flange (Eraiofl)


para Eraiofl

Correlação linear

De [mm] 6 0

BH 2 0,015

R [mm] 2 0,249

Valores

135; 145; 155; 165; 175; 185

0,8190 (com atuação); 1(sem atuação)

6; 8

"CORR."

De190 180 170 160150140130

250

200

150

100

50

Gráfico de ajuste linearFmax = - 437.0 + 3.717 De

Fmax

[kN]

[mm]

74

(a)

(b)

Figura 58 – Relação entre as espessuras no raio do flange, prensa chapa e os diâmetros externos.

(a) Eraiofl (1)= 6,068 – 0,01600 De

CORR. = 0,610 (sem BH)

(b) Eraiofl (1)= 8,454 – 0,03193 De

CORR. = 0,931 (com BH)

s c

4.0

3.8

3.6

3.4

3.2

3.0

2.8

185175165 155145 135

BH De

Espessura

[mm]

De

190180170160150140130

4.0

3.5

3.0

2.5

2.0

BH com sem

Espessura

[mm]

[mm]

[mm]

75

A espessura da chapa no raio do fundo no corpo de prova (região 2, Figura 26) sofre

influência aproximadamente 10 vezes maior (tabela 22) pelo raio da ferramenta (R) do que pelo

diâmetro externo do blanque (De), denotados pelo modelo e pelos gráficos da Figura 58. Quanto

maior o raio da ferramenta, provavelmente maior será a espessura do raio no fundo do corpo de

prova (Erauifun), como mostrado pelo modelo “c” e Figura 59.

Tabela 22 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise da espessura do raio no fundo (Erauifun)

(c)

Figura 59 – Relação entre as espessuras no raio do fundo, raio da ferramenta e os diâmetros

externos do blanque.

(c) Erauifun (2)= 3,18 – 0,00516 De + 0,0885 R

CORR. = 0,633

Conforme mostrado na Figura 60 e os modelos “d” e “e”, sem a atuação do prensa chapa a

espessura no fundo do corpo de prova possui média correlação com o diâmetro externo do blanque


para Erauifun

Correlação linear

De [mm] 6 0

BH 2 0,104

R [mm] 2 0

135; 145; 155; 165; 175; 185

0,7710 (com atuação); 1(sem atuação)

6; 8

Valores"CORR."

86

3.15

3.10

3.05

3.00

2.95

2.90

2.85

185 175 165155145135

R De

Espessura

[mm]

[mm]

76

(Tabela 23). Aumentando-se o diâmetro externo diminui-se a espessura nessa região, sendo

significativo apenas sem a atuação do prensa chapa conforme o modelo “e”.

Tabela 23 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise da espessura no fundo (Efund)

(d)

Figura 60 – Relação entre as espessuras no fundo do corpo do prova, raio da ferramenta e os

diâmetros externos.

(d) Efund (3) = 3,450 – 0,000571 De


(e) Efund (3) = 3,534 – 0,001036 De


Nessa análise para a espessura da parede no corpo de prova, Figura 61 e modelos “f” e “g”

nota-se a clássica relação entre do raio da ferramenta e do diâmetro externo do blanque, conforme


para Efund

Correlação linear

De [mm] 6 0

BH 2 0,041

R [mm] 2 0,2126; 8

0,507

Valores

135; 145; 155; 165; 175; 185

0 ( com atuação) ; 1 ( sem atuação )

"CORR."

semcom

3.39

3.38

3.37

3.36

3.35

185 175165155145 135

BH De

Espessura[mm]

[mm]

77

a Tabela 24, sugerindo-se uma maior espessura de parede ao aumentar o raio da ferramenta ou

diminuir o diâmetro externo do blanque.

Tabela 24 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise da espessura na parede (Epare).

Figura 61 – Relação entre as espessuras da parede do corpo do prova em função do raio da

ferramenta, da atuação do prensa chapa e diâmetro do blanque.

(f) Epare (4) = 6,40 + 0,615 R – 0,0535 De


(g) Epare (4) = 7,88 + 0,427 R – 0,0518 De


Relacionando-se a probabilidade da fratura dos corpos de prova com as espessuras nas

regiões 1, 2 e 3 analisadas anteriormente (Figura 26), obtêm-se os modelos abaixo, que indicam

maior sensibilidade à fratura para a espessura da chapa no raio do fundo no corpo de prova do que


para Epare

Correlação linear

"CORR."

De [mm] 6 0

BH 2 0,042

R [mm] 2 0

Valores

135; 145; 155; 165; 175; 185

0,7310 ( com atuação) ; 1 ( sem atuação )

6; 8

8 6

3

2

1

semcom

185175165155145 135

3

2

1

R BH

De

[mm]

Espessura [mm]

Espessura[mm]

[mm]

78

para as espessuras nas outras regiões. A região 4 não foi considerada na análise devido ao

descolamento das partes superior e inferior do corpo de prova.

Sabendo-se que quanto maior o raio da ferramenta, maior será espessura da chapa no raio do

fundo no corpo de prova (região 2) representado pelo modelo “c” da análise anterior, que

conseqüentemente terá maior influência conforme descrito no modelo que segue, diminuindo a

probabilidade da fratura do corpo de prova de modo mais significativo que as espessuras nas

outras regiões.

Também foi notada influência significativa da atuação do prensa chapa sobre a diminuição

das espessuras nessas regiões. Sem a atuação do prensa chapa a diminuição da espessura Erauifun

(região 2) pôde influenciar significativamente a probabilidade de fratura P(Frat). Porém, com a

atuação do prensa chapa, a região Eraiofl (região 1) também passou a influenciar a probabilidade

de fratura P(Frat) no experimento (Tabela 25).

Tabela 25 – Coeficientes obtidos por regressão para análise da diminuição das espessuras. (Epare).

Modelo da probabilidade de fratura (ajustado) para as regiões das espessuras com atuação do

prensa chapa.

P(Frat) = 4,30 – 0,376 Eraiof – 0,827 Erauifun

CORR. = 0,833

Modelo da probabilidade de fratura (ajustado) para as regiões das espessuras sem atuação do

prensa chapa.

P(Frat) = 7,16 – 2,15 Erauifun

CORR. = 0,865

Prensa Chapa

(BH) Previsão Coeficiente

P-Valor

(Coeficiente)

Coeficiente de

regressão

Constante 7,366 0,128

Efund -0,153 0,917

Eraiofl -0,162 0,128

Erauifun -1,8536 0

Constante -0,801 0,903

Efund 1,508 0,438

Eraiofl -0,39815 0

Erauifun -0,8649 0

0,882 sem atuação

com atuação 0,838

79

Lembrando que a relação sobre o diâmetro inicial do blanque e o diâmetro final do corpo de

prova embutido é caracterizado pelo índice de Schuler “β0” e conforme o seu valor recomendado

para embutimento está na ordem de β0= 2, nota-se que no experimento dessa fase esse coeficiente

estava entre β0= 1,37 à 1.036, provavelmente devido à influência das janelas inseridas no blanque

(Figura 62).

Apesar da diferença entre o índice recomendado por Schuler e o índice obtido no

experimento, nota-se que quanto maior esse índice, menor será a probabilidade de fratura,

conforme segue o modelo e mostrado na Figura 62.

β0= 1,282 – 0,2244 P(Frat) CORR. = 0,637

Figura 62 – Relação entre o coeficiente B0 e a probabilidade da fratura P(Frat)log.

Conforme mostrado na Figura 63, em relação ao diâmetro externo médio do corpo de prova

medido após o embutimento (DeEB_M), foi identificada influência do diâmetro externo do

blanque (De), enquanto a atuação do prensa chapa (BH) e raio da ferramenta (R) não responderam

aos resultados do diâmetro externo após o embutimento (DeEB-M) durante os ensaios (Tabela

26). Conseqüentemente a correlação entre o diâmetro do blanque (De) e o diâmetro médio

embutido (DeEB_M) é elevada (CORR. = 95,9%).

P(Frat)log

1.00.80.60.40.20.0

1.4

1.3

1.2

1.1

1.0

B0 = 1.282 - 0.2244 P(Frat)

B0

80

Tabela 26 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise do diâmetro médio embutido (DeEB-M)

Figura 63 – Relação entre o diâmetro externo antes (De) após embutimento (DeEB-M).

Ao analisar-se β0 em função do diâmetro externo inicial do blanque (Figura 64), o modelo abaixo

mostra que quanto maior o diâmetro, menor será β0.

β0 = 1,971 – 0,004887 De CORR. = 0,838


para DeEB-M

Correlação linear

"r"

De [mm] 6 0

BH 2 0,064

R [mm] 2 0,057

0,9790 (com atuação); 1 (sem atuação)

6; 8

Valores

135; 145; 155; 165; 175; 185

190 1 8017 0 1 60150 1 4 0130

180

170

160

150

140

130

120

110

100

90

DeEB-M

[mm]

De [mm]

81

Figura 64 – Gráfico de relação entre o coeficiente Beta, em função do fator mínimo de

embutimento o diâmetro externo do blanque.

Portanto a probabilidade de fratura do corpo de prova será maior, quanto menor o fator

mínimo de embutimento e maior o diâmetro blanque, provocado pelo aumento das tensões na

região da aba, em proporções mais significativas que o previsto por Schluer (1968), devido à

severidade das janelas na parede (Figura 6).

4.4.2 Resultados da segunda fase

As Tabelas 27 a 29 apresentam os resultados obtidos nos ensaios realizados na segunda fase

do planejamento experimental que teve por objetivo avaliar cinco diferentes lubrificantes

empregando-se blanques com 165 e 175 mm de diâmetro externo, que nos ensaios da primeira

fase de experimentos demonstraram ser os mais susceptíveis à fratura.

B0

0,500

(190)

0,528(180)

0,559

(170) 0,594(160)

0,633(150)

0,679

(140) 0,731(130)

1.4

1.3

1.2

1.1

1.0

m0 De [mm]

82

Tab

ela 27 –

Resu

ltados d

o ex

perim

ento

da seg

und

a fase para av

aliação d

o d

esempen

ho d

os

lubrifican

tes para o

s corp

os d

e pro

va co

m d

iâmetro

extern

o (D

e) de 1

65 m

m e 1

75 m

m

R BH De Lubrificação LubrificanteMassaLubr

E0 Frat DeEB Beta Fmax Rmax Efund Eraiofl Erauifun dfundo draio_flg draio_fnd

[mm] [mm] [gr] [mm] [mm] [kN] mm [mm] [mm] [mm] [%] [%] [%]

6 1 165 1 Renoform Press 10 1,10 3,5 sim 145,31 1,14 220 0,806 3,47 3,18 2,87 1,0 9,5 20,0

6 0 165 1 MZA 20 1,18 3,5 não 137,84 1,20 231 0,806 3,52 3,57 3,02 -0,5 -1,9 14,9

8 1 165 1 Renoform Press 10 1,24 3,5 não 141,04 1,17 222 0,067 3,48 3,43 3,08 0,5 1,9 12,7

6 0 165 1 MZA 20 1,25 3,5 não 137,95 1,20 231 0,806 3,55 3,58 3,03 -1,4 -2,4 14,3

6 1 165 1 MZA 20 1,30 3,5 sim 144,99 1,14 220 0,806 3,43 3,38 3,03 1,9 3,4 14,3

6 1 165 1 MZA 20 1,30 3,5 sim 144,43 1,14 221 0,806 3,53 3,58 3,08 -0,9 -2,4 12,7

8 0 165 1 Extrudoil 1,30 3,5 não 137,85 1,20 210 0,067 3,48 3,25 2,83 0,5 7,4 21,1

8 0 175 1 Extrudoil 1,30 3,5 sim 152,57 1,15 220 0,067 3,47 3,25 2,83 1,0 7,4 21,1

6 1 175 1 MZA 20 1,35 3,5 sim 163,24 1,07 212 0,806 3,43 2,92 2,93 1,9 18,2 17,7

6 1 165 1 Extrudoil 1,40 3,5 sim 144,42 1,14 220 0,806 3,42 3,13 2,90 2,4 11,1 18,8


8 0 165 1 Extrudoil 1,40 3,5 não 137,94 1,20 214 0,067 3,50 3,60 3,12 0,0 -2,8 11,6

6 1 175 1 Extrudoil 1,40 3,5 sim 163,26 1,07 214 0,806 3,45 2,85 2,92 1,4 20,5 18,2


6 1 165 1 Extrudoil 1,44 3,5 sim 144,36 1,14 219 0,806 3,45 3,28 2,87 1,4 6,6 20,0

8 1 165 1 Extrudoil 1,50 3,5 não 140,56 1,17 216 0,067 3,40 3,45 2,95 2,9 1,4 17,1

8 1 165 1 Extrudoil 1,50 3,5 não 140,26 1,18 218 0,067 3,40 3,35 2,93 2,9 4,4 17,7

8 0 165 1 MZA 20 1,50 3,5 não 137,90 1,20 217 0,067 3,43 3,38 2,97 1,9 3,4 16,5

6 1 175 1 MZA 20 1,50 3,5 sim 163,53 1,07 214 0,806 3,48 3,57 3,08 0,5 -1,9 12,7

6 0 175 1 MZA 20 1,50 3,5 sim 153,67 1,14 223 0,806 3,43 3,03 2,95 1,9 14,3 17,1

8 0 175 1 Extrudoil 1,50 3,5 sim 152,97 1,14 215 0,067 3,53 3,37 3,00 -0,9 3,9 15,4

6 0 175 1 MZA 20 1,53 3,5 sim 155,77 1,12 223 0,806 3,50 3,27 3,02 0,0 6,9 14,9

8 1 175 1 MZA 20 1,56 3,5 sim 158,44 1,10 216 0,067 3,43 3,18 2,98 1,9 9,5 16,0

6 1 175 1 Renoform 74 1,60 3,5 sim 162,67 1,08 216 0,806 3,43 3,08 2,87 1,9 12,7 20,0

6 1 175 1 Extrudoil 1,60 3,5 sim 162,92 1,07 211 0,806 3,42 2,80 2,85 2,4 22,3 20,5

6 1 175 1 Plantforme 64 1,65 3,5 sim 163,14 1,07 215 0,806 3,52 3,05 2,93 -0,5 13,8 17,7

83

Tab

ela 28 –

Resu

ltados d

o ex

perim

ento

da seg

und

a fase para av

aliação d

o d

esempen

ho d

os

lubrifican

tes para o

s corp

os d

e pro

va co

m d

iâmetro

extern

o (D

e) de 1

65 m

m e 1

75 m

m.




6 0 165 1 Extrudoil 1,70 3,5 não 137,92 1,20 227 0,806 3,45 3,45 3,08 1,4 1,4 12,7

8 1 165 1 MZA 20 1,70 3,5 não 140,27 1,18 222 0,067 3,47 3,42 2,98 1,0 2,4 16,0

6 0 175 1 Renoform Press 10 1,70 3,5 sim 157,31 1,11 222 0,806 3,50 3,52 3,02 0,0 -0,5 14,9

8 0 175 1 MZA 20 1,70 3,5 não 152,53 1,15 228 0,067 3,53 3,32 3,00 -0,9 5,4 15,4

8 1 175 1 MZA 20 1,74 3,5 sim 158,36 1,11 216 0,067 3,43 3,20 3,00 1,9 9,0 15,4


6 1 165 1 Renoform 74 1,80 3,5 sim 144,86 1,14 220 0,806 3,45 3,43 3,05 1,4 1,9 13,8

8 1 165 1 MZA 20 1,80 3,5 não 140,32 1,18 219 0,067 3,52 3,55 3,10 -0,5 -1,4 12,1

8 0 165 1 MZA 20 1,80 3,5 não 138,01 1,20 220 0,067 3,45 3,22 2,87 1,4 8,4 20,0

6 1 165 1 Plantforme 64 1,82 3,5 sim 144,07 1,15 220 0,806 3,45 3,27 2,85 1,4 6,9 20,5

6 0 175 1 Extrudoil 1,82 3,5 sim 154,22 1,13 222 0,806 3,52 3,28 2,93 -0,5 6,4 17,7

6 1 165 1 Plantforme 64 1,83 3,5 sim 144,78 1,14 218 0,806 3,47 2,90 2,92 1,0 18,8 18,2

6 1 175 1 Plantforme 64 1,83 3,5 sim 163,45 1,07 217 0,806 3,43 3,25 2,90 1,9 7,4 18,8

6 1 175 1 Renoform 74 1,93 3,5 sim 162,58 1,08 217 0,806 3,47 3,08 3,00 1,0 12,7 15,4


6 0 165 1 Extrudoil 1,94 3,5 não 137,73 1,20 227 0,806 3,50 3,57 2,98 0,0 -1,9 16,0


8 0 175 1 Plantforme 64 2,00 3,5 não 153,21 1,14 226 0,067 3,55 3,55 3,07 -1,4 -1,4 13,2


8 1 175 1 Extrudoil 2,10 3,5 sim 158,42 1,10 216 0,067 3,47 2,95 2,79 1,0 17,1 22,8

6 0 175 1 Renoform 74 2,13 3,5 sim 155,35 1,13 227 0,806 3,52 3,50 2,93 -0,5 0,0 17,7

6 0 165 1 Renoform Press 10 2,20 3,5 não 139,80 1,18 233 0,806 3,50 3,60 3,10 0,0 -2,8 12,1

8 0 165 1 Renoform 74 2,20 3,5 não 138,09 1,19 224 0,067 3,52 3,58 3,07 -0,5 -2,4 13,2

8 0 165 1 Renoform Press 10 2,20 3,5 não 138,66 1,19 223 0,067 3,50 3,57 3,02 0,0 -1,9 14,9

6 0 165 1 Renoform 74 2,24 3,5 não 138,04 1,20 227 0,806 3,50 3,53 3,02 0,0 -0,9 14,9

6 0 165 1 Renoform Press 10 2,25 3,5 não 140,27 1,18 233 0,806 3,52 3,28 2,93 -0,5 6,4 17,7

84

Tab

ela 29 –

Resu

ltados d

o ex

perim

ento

da seg

und

a fase para av

aliação d

o d

esempen

ho d

os

lubrifican

tes para o

s corp

os d

e pro

va co

m d

iâmetro

extern

o (D

e) de 1

65 m

m e 1

75 m

m.




6 0 175 1 Extrudoil 2,25 3,5 sim 156,91 1,12 226 0,806 3,48 3,48 2,95 0,5 0,5 17,1

8 1 165 1 Plantforme 64 2,26 3,5 não 140,57 1,17 222 0,067 3,45 3,37 2,93 1,4 3,9 17,7

8 1 175 1 Extrudoil 2,32 3,5 sim 158,81 1,10 219 0,067 3,42 3,22 2,93 2,4 8,4 17,7

6 1 165 1 Renoform 74 2,35 3,5 sim 145,08 1,14 219 0,806 3,45 3,23 2,92 1,4 7,9 18,2

8 1 175 1 Plantforme 64 2,40 3,5 sim 158,36 1,11 215 0,067 3,48 3,23 3,15 0,5 7,9 10,5

6 0 175 1 Plantforme 64 2,47 3,5 sim 155,14 1,13 226 0,806 3,52 3,35 2,92 -0,5 4,4 18,2

6 0 175 1 Plantforme 64 2,48 3,5 sim 154,42 1,13 225 0,806 3,55 3,33 2,97 -1,4 4,9 16,5


8 0 175 1 MZA 20 2,50 3,5 não 151,87 1,15 228 0,067 3,47 3,40 2,98 1,0 2,9 16,0

8 1 165 1 Plantforme 64 2,56 3,5 não 140,25 1,18 219 0,067 3,42 3,42 3,00 2,4 2,4 15,4

8 0 165 1 Plantforme 64 2,60 3,5 não 138,46 1,19 227 0,067 3,50 3,60 3,10 0,0 -2,8 12,1

8 0 165 1 Renoform 74 2,60 3,5 não 137,92 1,20 224 0,067 3,47 3,58 3,12 1,0 -2,4 11,6

6 0 165 1 Renoform 74 2,65 3,5 não 138,08 1,19 230 0,806 3,50 3,52 2,98 0,0 -0,5 16,0

8 0 165 1 Plantforme 64 2,70 3,5 não 138,22 1,19 228 0,067 3,50 3,60 3,07 0,0 -2,8 13,2

8 1 175 1 Plantforme 64 2,74 3,5 sim 158,59 1,10 218 0,067 3,47 3,33 2,98 1,0 4,9 16,0


8 0 175 1 Renoform 74 2,80 3,5 não 153,48 1,14 223 0,067 3,40 3,37 3,00 2,9 3,9 15,4

8 0 175 1 Renoform 74 2,90 3,5 não 151,65 1,15 226 0,067 3,42 3,38 3,00 2,4 3,4 15,4

6 0 165 1 Plantforme 64 2,96 3,5 não 138,18 1,19 229 0,806 3,50 3,53 2,98 0,0 -0,9 16,0

8 0 175 1 Plantforme 64 3,00 3,5 sim 152,40 1,15 231 0,067 3,42 3,30 3,02 2,4 5,9 14,9

6 0 175 1 Renoform 74 3,30 3,5 sim 153,83 1,14 220 0,806 3,53 3,43 3,00 -0,9 1,9 15,4

6 0 165 1 Plantforme 64 3,57 3,5 não 138,20 1,19 227 0,806 3,50 3,53 3,02 0,0 -0,9 14,9

8 1 165 1 Renoform 74 3,70 3,5 não 140,34 1,18 220 0,067 3,42 3,47 3,03 2,4 1,0 14,3


8 0 175 1 Renoform Press 10 3,90 3,5 sim 153,10 1,14 216 0,067 3,55 3,23 3,00 -1,4 7,9 15,4

8 1 165 1 Renoform 74 5,10 3,5 não 140,67 1,17 225 0,067 3,40 3,38 2,98 2,9 3,4 16,0

8 1 175 1 Renoform 74 5,19 3,5 sim 158,44 1,10 216 0,067 3,45 3,17 2,97 1,4 10,0 16,5

8 1 175 1 Renoform 74 5,36 3,5 sim 158,98 1,10 215 0,067 3,45 3,22 2,97 1,4 8,4 16,5

85

4.4.2.1 - Análise do comportamento das fraturas

O método de modelagem logística da fase anterior também foi aplicado nessa fase para

correlacionar e identificar a função probabilística para resposta sobre os eventos de fratura e não

fratura em função do raio da ferramenta (R), do diâmetro externo dos blanques (De), da atuação

do prensa chapa (BH) e, principalmente, dos efeitos dos lubrificantes selecionados.

nãosim

nãosim

16

12

8

4

0

nãosim

16

12

8

4

0

Lubrificante = Extrudoil Lubrificante = MZA 20 Lubrificante = Plantforme 64

Lubrificante = Renoform 74 Lubrificante = Renoform Press 10

Frat

sim

não

Figura 65 – Quantidade de corpos de prova com e sem fratura em função dos lubrificantes.

No caso aqui investigado a lubrificação não influencia de forma significativa o

comportamento de fraturas e não fraturas (Figura 65). Foram evidenciadas pelo modelo logístico

(Tabela 30) a influência direta do prensa chapa (Figura 66) e a interação do raio da ferramenta

(Figura 67) com o diâmetro externo do blanque sobre tais resultados (Figuras 68).

86

nãosim

40

30

20

10

0

nãosim

BH = com BH = sem

Frat

sim

não

Figura 66 – Quantidade de corpos de prova com e sem fratura em função da atuação do prensa

chapa.

Figura 67 – Quantidade de corpos de prova com e sem fratura em função do diâmetro externo do

blanque.

não sim

40

30

20

10

0

não sim

De = 165 mm De = 175 mm

Frat

sim

não

87

Figura 68 – Quantidade de corpos de prova com e sem fratura em função do raio da ferramenta.

Como o objetivo dessa fase no estudo em questão é avaliar os efeitos da lubrificação, não se

optou em elaborar o modelo para essa situação de efeito do prensa chapa e interação entre o raio

da ferramenta e diâmetro externo do blanque sobre as fratura, visto que um modelo de maior

abrangência já foi citado nos resultados da fase anterior, sem lubrificação.

Tabela 30 – Coeficientes obtidos por regressão logística para análise da probabilidade de fratura.

Portanto não foi evidenciada a influência da lubrificação nos eventos de fratura e não fratura

dos ensaios correspondentes, direcionando o estudo dos lubrificantes sobre as análises dos

Previsão CoeficienteP-Valor

(Coeficiente)P-Valor (Pearson)

P-Valor

(Desvio Residual)

P-Valor (Hosmer

Lemeshow)

Constante 6,58933 0

R -1,09822 0

BH 2,19644 0

Lubrif 0,369625 0,579

0,208 0,101 0,113

Fratnão sim

40

30

20

10

0

não sim

R = 6 mm R = 8 mm

Frat

sim

não

88

resultados dos esforços de embutimento e estricção da espessura da chapa nas regiões 1, 2, 3 e 4

do corpo de prova (Figura 26).

4.4.2.2 - Análise dos esforços de embutimento

A força máxima na primeira fase sem lubrificação, ficou inferior quando comparadas com a

força máxima na segunda fase com lubrificantes. Isso pode ter ocorrido devido à preparação da

ferramenta e sensores de força efetuados em momentos distintos para ambas as fases, permitindo

apenas a comparação dos resultados da força máxima com lubrificantes, na segunda fase conforme

a Figura 69.

Figura 69 - Resultados de força máxima para as situações com e sem lubrificantes.

Apesar de não identificada à relação entre lubrificação e fraturas, pode-se notar a relação da

força máxima de embutimento (Fmax) com os diferentes de lubrificantes aplicados (Tabela 31),

Extrudoil, Renoform Press 10, Renoform 74, Plantforme 64 e MZA 20 (Figura 70).

Fmax [kN]

R

BH

De

R8R6

sem comsem com

175165175 165 175165 175 165

235

230

225

220

215

210

R8R6sem comsem com

175 165 175 165175 165175 165

COM LUBRIFICANTE SEM LUBRIFICANTE

[mm]

89

Tabela 31 – Coeficientes obtidos por ANOVA para análise força máxima de embutimento (Fmax).

Sabendo-se da influência do prensa chapa e do raio da ferramenta, além dos tipos de

lubrificantes sobre a força máxima de embutimento, torna-se necessário segregar os resultados em

função do raio da ferramenta e do prensa chapa, para o estudo isolado dos efeitos dos lubrificantes

sobre a força de embutimento (Figura 71).


com 8 mm sem prensa chapa.

Sobre a relação entre a força de embutimento e lubrificantes, quando os resultados dos

ensaios foram segregados para raio da ferramenta com 8 mm, sem a atuação do prensa chapa e

com diâmetro externo de 165 mm, o Extrudoil resultou em menor força máxima de embutimento

se comparado com os demais lubrificantes, como mostrado na Figura 70, confirmado pelos

resultados da análise de variância da Tabela A1.


para Fmax

Correlação linear

CORR

De [mm] 2 0

BH 2 0

Tipo lubrif 5 0,023

0,536

0 ( com atuação); 1 (sem atuação )

Extrudoil; MZA 20; Plantforme 64;

Renoform 74; Renoform Press 10

Valores

165; 175

Fmax

90

Figura 71 - Comportamento da força máxima de embutimento em função dos lubrificantes.

[kN]

R8R6

sem

com

sem

com

175

165

175

165

175

165

175

165

R8R6

sem

com

sem

com

175

165

175

165

175

165

175

165

230

225

220

215

210

R

BHDe

R8R6

sem

com

sem

com

175

165

175

165

175

165

175

165

230

225

220

215

210

Extrudoil

MZA 20

Plantforme 64

Renoform 74

Renoform Press 10

91

Com a atuação do prensa chapa e mantendo-se o raio da ferramenta com 8 mm não foram

evidenciadas diferenças significativas da força máxima de embutimento em função dos

lubrificantes (Figura 72).

Tipo lubrif

Fmax

Renoform Press 10

Renoform 74

Plantforme 64

Não aplica

MZA 20

Extrudoil

225,0

222,5

220,0

217,5

215,0

Boxplot of Fmax by Tipo lubrif


com 8 mm com prensa chapa.

Na análise dos resultados com raio de 6 mm, com e sem a atuação do prensa chapa não foi

evidenciada a influência dos lubrificantes sobre os valores de força máxima de embutimento.

A aplicação do raio menor da ferramenta, associada à diminuição da área de contato entre o

blanque do corpo de prova durante o escoamento fez o raio da ferramenta de embutimento

promover o aumento da tensão nesse ponto de contato, resultando na ineficiência do embutimento

por ruptura da película de lubrificante. Os gráficos seguintes mostram o comportamento da força

máxima de embutimento em função dos lubrificantes aplicados e da atuação do prensa chapa com

o raio de 6 mm (Figura 73).

Fmax[kN]

Lubrificantes

92

Figura 73 – Relação entre a força de embutimento e os lubrificantes aplicados, atuação do prensa

chapa e raio da ferramenta com 6 mm.

4.4.2.3 Análise da qualidade do produto quanto a estricção

Sabendo-se a espessura final e inicial da chapa, foi calculado o índice de deformação da

espessura ε, e identificada influência da lubrificação nas regiões 2 e 3 do corpo de prova

denotados nos modelos de regressão que seguem. Na região 1 não foi identificada correlação da

deformação com a lubrificação, mas apenas com o raio da ferramenta e com a atuação do prensa

chapa.

Na análise da diminuição da espessura da chapa no raio do fundo no corpo de prova

(Erauifun; região 2), foi identificada influência direta do lubrificante na estricção dessa região

(draio_fnd) e também sua influência indireta quando combinada com o raio da ferramenta de 8

mm. De certa forma, a lubrificação tende a aumentar a estricção nessa região do corpo de prova

conforme denotado pelo modelo a seguir e pelos resultados da Tabela 32, porém com o raio da

ferramenta de 6 mm essa estricção não é significativa devido a interação do uso de lubrificante e o

raio da ferramenta.

Fmax [kN]

sem com

semcom

230

225

220

215

210

sem com

230

225

220

215

210

Extrudoil MZA 20 Plantforme 64

Renoform 74 Renoform Press 10

Fmax [kN]

93

draio_fnd = 42,9 – 4,13 R + 1,32 BH – 23,7 Lubrif + 3,60 R*Lubrif


raio no fundo do corpo de prova (draio_fnd).

Já para a análise da deformação da espessura da chapa no fundo do corpo de prova (dfundo),

caracterizada pela espessura da chapa no fundo do corpo de prova (Efund; região 3), apesar de não

haver ajuste perfeito do modelo (CORR. = 0,31), há tendência do aumento da deformação nessa

parte do corpo de prova pela interação entre o prensa chapa e lubrificação simultaneamente

(Tabela 33).

dfundo = - 1,30 + 0,219 R + 1,18 BH*Lubrificação


fundo do corpo de prova (dfundo).

Portanto a influência dos tipos de lubrificante sobre a estricção da espessura na região do

raio no fundo do corpo de prova com raio de 8 mm e sem prensa chapa, o MZA 20 e o Extrudoil

mostraram estricção significativa quando comparadas com a situação sem lubrificante, conforme

denota a Figura 74 e a Tabela A2.

Previsão Coeficiente P-Valor

(Coeficiente)

Correlação linear CORR.

Constante 42,892 0

R -4,125 0

BH 1,3167 0,01

Lubrif -23,66 0

R*Lubrif 3,5975 0

0,404

Previsão Coeficiente P-Valor

(Coeficiente)

Correlação linear CORR.

Constante -1,3045 0,059

R 0,21875 0,025

BH*Lubrif 1,1757 0

0,31

94

A estricção significativa nessa região está associada ao raio do punção de embutimento e a

lubrificação sobre o blanque, provocando maior escoamento e maior chance de ruptura do fundo

do corpo de prova pela diminuição do atrito nessa região, confirmando a citação mencionada no

Capítulo 2, por Keeler (2000).

Figura 74 – Estricção da espessura da chapa no raio do fundo do corpo de prova em função da

lubrificação com o raio da ferramenta de 8 mm.

Com a atuação do prensa chapa e raio da ferramenta com 8 mm, somente o Extrudoil se

destacou se comparado com a situação sem aplicação de lubrificantes, no efeito de estricção da

espessura no raio do fundo do corpo de prova (Figura 75 e Tabela A3).

Lubrificação

Estricção [%]

1 0

25

20

15

10

95

Figura 75 - Estricção da espessura no raio do fundo do corpo de prova em função dos lubrificantes

aplicados, com a atuação do prensa chapa com o raio da ferramenta de 8 mm.

Não foi identificada a influência dos tipos de lubrificantes sobre a estricção da espessura do

raio no fundo do corpo de prova quando aplicados nos ensaios com raio da ferramenta com 6 mm,

com ou sem a atuação do prensa chapa (Figura 76a e 76b).

Estricção [%]

R e n o f o r m Pr e s s 1 0 R e no f o r m 7 4 P l a ntf o r m e 6 4 M Z A 2 0 E xt r u d o i l

25

20

15

10

Sem Lubrificante

96

(a)

(b)

Figura 76 – Estricção da espessura no raio do fundo do corpo de prova na combinação do raio com

6 mm com (a) e sem (b) prensa chapa.

Estricção [%]

Re n o f o r m P re s s 1 0Re n o f o rm 74 Pl an t f o r m e 64 MZ A 20 Ex t r u d o i l

19

18

17

16

15

14

13

12

Estricção [%]

Re n o f o r m Pr e ss 10Re n of or m 7 4P l a n t fo r m e 6 4MZ A 20Ex t r u d o i l

1 9

1 8

1 7

1 6

1 5

1 4

1 3

1 2

97

Os resultados da primeira fase sem lubrificantes, correspondentes aos blanques de diâmetro

externo 165 mm e 175 mm (diâmetros correspondentes à segunda fase) foram acrescentados aos

resultados com lubrificantes.

Na tentativa de correlacionar as variáveis citadas com os eventos fraturados e não fraturados

não houve influência da lubrificação sobre os resultados de fratura, porém novamente foi

identificada a relação com o raio da ferramenta (R) e a atuação do prensa chapa reforçando a

hipótese de sensibilidade do produto em função a geometria da ferramenta.

98

Capítulo 5 - Conclusões e sugestões para próximos trabalhos

5.1 Conclusões

Os experimentos mesmo sem lubrificantes mostraram grande sensibilidade do processo em

função dos raios da ferramenta e do diâmetro externo dos blanques, que foi evidenciado pelo

modelo logístico de probabilidade de fratura. Tais resultados são inversamente proporcionais ao

tamanho do raio da ferramenta e diretamente proporcionais ao diâmetro externo do blanque. Isso

significa que à medida que se opta por usar um raio maior de embutimento na matriz, menor será a

probabilidade do corpo de prova romper. Porém, se aumentarmos o diâmetro externo do blanque,

maior será a probabilidade de ruptura do corpo de prova.

Na primeira fase de ensaios, os eventos de ruptura nos corpos de prova ocorreram na região

do raio do flange, que sofre influência direta apenas do diâmetro externo dos blanques planejados

para essa fase de experimentos.

Quanto à redução da espessura do raio do fundo do corpo de prova e da parede, os

resultados são influenciados pelo diâmetro externo do blanque, porém com maior intensidade

pelo raio da ferramenta. Quanto maior essa redução, maior será a probabilidade de fratura do

corpo de prova.

Quanto aos ensaios com a aplicação de lubrificantes, somente foram evidenciadas alterações

nos resultados de força máxima de embutimento nos ensaios planejados com raio da matriz e

punção com 8 mm sem a atuação do prensa chapa.

99

Dessa forma não se recomenda o uso de lubrificantes com o objetivo de evitar a fratura,

tomando maior atenção com os raios da ferramenta e com o diâmetro externo do blanque. Nos

ensaios executados, a combinação que favoreceu a menor probabilidade de fratura foram as

condições de raio maior da ferramenta, 8 mm e o diâmetro externo do blanque com 165 mm, sem

a atuação do prensa chapa.

Com a lubrificação, a força de embutimento diminuiu quando comparado com os resultados

de ensaios sem a aplicação de lubrificantes (Figuras 70 e 72).

O Extrudoil se destacou em melhor desempenho para força e estricção, com específica

condição de raio da ferramenta, diâmetro do blanque e atuação do prensa chapa dentre os demais

lubrificantes. Em outras palavras, ele permitiu menor força de embutimento e maior deformação

na espessura do raio no fundo dos corpos de prova, apenas válido para o raio da ferramenta de 8

mm, tanto com atuação do prensa chapa quanto sem sua atuação.

Esta condição específica de lubrificação promoveu força e estricção inferiores, quando

comparado com a sem lubrificação, como mostram as Figuras 70 e 72.

Além do Extrudoil, o lubrificante MZA 20 também se destacou sobre os demais

lubrificantes e sobre os ensaios sem lubrificação, para os resultados de estricção da espessura, com

raio da ferramenta de 8 mm sem a atuação do prensa chapa.

Nos resultados de estricção houve alterações identificadas nos ensaios com raio da

ferramenta com 8 mm tanto com e sem a atuação do prensa chapa. Porém, nos ensaios planejados

com o raio da ferramenta de 6 mm não foram identificadas alterações nos resultados de estricção

da espessura, nas diversas regiões dos corpos de prova, comprovando a inatividade da lubrificação

também nessa condição.

5.2 Sugestões para trabalhos futuros

Recomenda-se que em trabalhos futuros equivalentes, para a avaliação dos efeitos de fratura,

dos esforços de embutimento e da estricção da espessura dos corpos de prova, os ensaios sejam

100

planejados aplicando-se tratamentos de TiN sobre a superfície dos raios da ferramenta de

embutimento conjugando-se ou não a aplicação de lubrificantes.

Para aplicação em escala de produção dos lubrificantes destacados nesse trabalho

recomendam-se estudos de outras formas de aplicação desses lubrificantes, tanto nas ferramentas

quanto em superfícies dos produtos a serem embutidos. Ainda é viável o contato com o fornecedor

para processo que exijam tratamentos térmicos posteriores ao uso desses lubrificantes.

101

Bibliografia

Normas técnicas empregadas

ABNT NBR 11888, 1991

ABNT NBR 5906, 1984

ABNT NBR 6108,

ABNT NBR 11888, 1992

ABNT NBR 11889, 1992

International Standard ISO 11531: 1994(E) Metallic Materials – Earing Test

Referências Citadas

ACESITA, Estampagem dos aços inoxidáveis, 1997.

Bayraktar, Emin; Altintas, Sabri, Some problems in steel sheet forming processes (Journal

of Materials Processing Technology, Volume: 80-81, August 1, 1998, pp. 83-89).

BITTENCOURT, H. R.; CLARKE, R. T.. Um classificador baseado na Discriminação

Logística: vantagens e desvantagens. In: X Simpósio Brasileiro de Sensoriamento Remoto, 2001,

Foz do Iguaçú, Brasil. Anais do X SBSR, 2001.

BRESCIANI FILHO, E. (Coord.), Conformação Plástica dos Metais, 4ª. Edição, Editora da

Unicamp.

Catálogo de informações técnicas FUCHS do Brasil, Janeiro de 2000.

102

Deng, Zhi; Lovell, M.R., Effects of lubrication and die radius on the friction behavior of Pb-

coated sheet steels (Wear, Volume: 244, Issue: 1-2, August 20, 2000, pp. 41-51)

Dieter; George E ; “ Metalurgia Mecânica” ; 2ª Edição 1981.

Fernandes, José Manoel, Estudo da fabricação de latas em folha-de-flandes pelos processos

de embutimento profundo e estiramento, Campinas,: Faculdade de Engenharia Mecânica,

Universidade Estadual de Campinas, 1996. 75 p. Dissertação (Mestrado)

Garcia, J. A. Spim & C. A. Santos - "Ensaios dos Materiais", 1ª. Edição 2000, LTC - Livros

Técnicos e Científicos.

Han, S. S. The Influence of Tool Geometry on Friction Behavior in Sheet Metal Forming

(Journal of Materials Processing Technology, Volume: 63, Issue: 1-3, January, 1997, pp. 129-133)

Hosmer, D.W. & Lemeshow, S., 1989, Applied Logistic Regression, John Wiley & Sons,

Inc.

Keeler, S. P., To Lube or Not to Lube, Magazine Metal Forming, p. 68-69, April

2000.

Penha, Renata Neves; Um Estudo Sobre Regressão Logística Binária; Trabalho de formatura

da Universidade Federal de Itajubá, Instituto de Engenharia Mecânica, Departamento de

Produção; 2002.

Prensas Schuler, Curso Básico de Prensas Mecânicas, 1997.

PRESS D.J. & WILSON S. -"Choosing Between Logistic Regression and Discriminant

Analysis". Journal of American Statistical Economics, p.3-35, 1986.

SCHEY, J. A., Tribology in metalworking (friction, lubrification and wear), 2. Edition,

ASM, M. Park, 1984.

Schey, John A., Speed effects in drawbead simulation (Journal of Materials Processing

Technology, Volume: 57, Issue: 1-2, February 1, 1996, pp. 146-154)

Schuler, L. Manual Schuler, Prensas y sus Aplicaciones, 4.ed.Stuttgart, 1968.

Schuler, Metal Forming Handbook, Springer-Verlag Berlin Heidelberg – 1998.

103

Skarpelos, P.; Morris, J.W. Jr., The effect of surface morphology on friction during, forming

of electrogalvanized sheet steel (Wear, Volume: 212, Issue: 2, December 10, 1997, pp. 165-172).

Y.L. Su, S.H. Yao, Z.L. Leu, C.S. Wei, C.T. Wu, Comparison of tribological behavior of

three films TiN, TiCN and CrN – grown by physucal vapor deposition (Wear, Volume: 213, June

1997, pp. 165-174)

Tekkaya, A. E., State-of-the-art of simulation of sheet metal forming (Journal of Materials

Processing Technology, Volume: 103, 2000, pp. 14-22)

Triola, M. F., 1998, Introdução à Estatística, Livros Técnicos e Científicos, Rio de Janeiro,

Sétima Edição.

Tschätsch, Heinz: Praxiswissen Umformtechnik Vieweg Verlag, Wiesbaden 1997

Yang, Tung-Sheng, Full film lubrication of deep drawing (Tribology International, Volume:

32, Issue: 2, February, 1999, pp. 89-96)

104

Apêndice

Tabela A1 – Resultados dos cálculos de ANOVA para Fmax versus lubrificantes.

x One-way ANOVA: Fmax versus Tipo lubrif

Source DF SS MS F P

Tipo lubrif 5 395,8 79,2 7,05 0,001

Error 18 202,0 11,2

Total 23 597,8

S = 3,350 R-Sq = 66,21% R-Sq(adj) = 56,83%

Individual 95% CIs For Mean Based on

Pooled StDev

Level N Mean StDev --------+---------+---------+---------+-

Extrudoil 4 214,75 4,11 (-----*-----)

MZA 20 4 223,25 5,62 (-----*-----)

Não aplica 4 220,75 1,71 (-----*-----)

Plantforme 64 4 228,00 2,16 (-----*-----)

Renoform 74 4 224,25 1,26 (-----*-----)

Renoform Press 1 4 220,50 3,11 (----*-----)

--------+---------+---------+---------+-

216,0 222,0 228,0 234,0

Pooled StDev = 3,35

Tukey 95% Simultaneous Confidence Intervals

All Pairwise Comparisons among Levels of Tipo lubrif

Individual confidence level = 99,48%

Tipo lubrif = Extrudoil subtracted from:

Tipo lubrif Lower Center Upper

MZA 20 0,979 8,500 16,021

Não aplica -1,521 6,000 13,521

Plantforme 64 5,729 13,250 20,771

Renoform 74 1,979 9,500 17,021

Renoform Press 1 -1,771 5,750 13,271

Tipo lubrif -----+---------+---------+---------+----

MZA 20 (-------*------)

Não aplica (-------*-------)

Plantforme 64 (------*-------)

105

Renoform 74 (-------*------)

Renoform Press 1 (-------*------)

-----+---------+---------+---------+----

-10 0 10 20

Tipo lubrif = MZA 20 subtracted from:


Não aplica -10,021 -2,500 5,021

Plantforme 64 -2,771 4,750 12,271

Renoform 74 -6,521 1,000 8,521

Renoform Press 1 -10,271 -2,750 4,771

Tipo lubrif -----+---------+---------+---------+----

Não aplica (-------*------)

Plantforme 64 (-------*------)

Renoform 74 (-------*-------)

Renoform Press 1 (------*-------)

-----+---------+---------+---------+----

-10 0 10 20

Tipo lubrif = Não aplica subtracted from:


Plantforme 64 -0,271 7,250 14,771

Renoform 74 -4,021 3,500 11,021

Renoform Press 1 -7,771 -0,250 7,271

Tipo lubrif -----+---------+---------+---------+----

Plantforme 64 (------*-------)

Renoform 74 (-------*------)

Renoform Press 1 (-------*------)

-----+---------+---------+---------+----

-10 0 10 20

Tipo lubrif = Plantforme 64 subtracted from:


Renoform 74 -11,271 -3,750 3,771

Renoform Press 1 -15,021 -7,500 0,021

Tipo lubrif -----+---------+---------+---------+----

Renoform 74 (------*-------)

Renoform Press 1 (-------*------)

-----+---------+---------+---------+----

-10 0 10 20

Tipo lubrif = Renoform 74 subtracted from:


Renoform Press 1 -11,271 -3,750 3,771

Tipo lubrif -----+---------+---------+---------+----

Renoform Press 1 (------*-------)

-----+---------+---------+---------+----

-10 0 10 20

106


prova com raio de 8 mm, sem atuação do prensa chapa versus lubrificantes.

x

Results for: Worksheet 1(R = 8; BH = 0)

One-way ANOVA: d raio_fnd versus Tipo lubrif

Source DF SS MS F P

Tipo lubrif 5 129,88 25,98 5,04 0,005

Error 18 92,69 5,15

Total 23 222,57

S = 2,269 R-Sq = 58,36% R-Sq(adj) = 46,79%


Pooled StDev

Level N Mean StDev ---+---------+---------+---------+------

Extrudoil 4 17,300 4,654 (-------*-------)

MZA 20 4 16,975 2,066 (-------*-------)

Não aplica 4 10,500 0,000 (-------*-------)

Plantforme 64 4 13,350 1,156 (-------*------)

Renoform 74 4 13,900 1,851 (-------*-------)

Renoform Press 1 4 15,425 0,450 (-------*-------)

---+---------+---------+---------+------

9,0 12,0 15,0 18,0

Pooled StDev = 2,269






MZA 20 -5,419 -0,325 4,769

Não aplica -11,894 -6,800 -1,706

Plantforme 64 -9,044 -3,950 1,144

Renoform 74 -8,494 -3,400 1,694

Renoform Press 1 -6,969 -1,875 3,219

Tipo lubrif +---------+---------+---------+---------

MZA 20 (-------*--------)

Não aplica (--------*-------)

Plantforme 64 (-------*--------)

Renoform 74 (-------*--------)

Renoform Press 1 (--------*-------)

+---------+---------+---------+---------

-12,0 -6,0 0,0 6,0

107

Tipo lubrif = MZA 20 subtracted from:


Não aplica -11,569 -6,475 -1,381

Plantforme 64 -8,719 -3,625 1,469

Renoform 74 -8,169 -3,075 2,019

Renoform Press 1 -6,644 -1,550 3,544

Tipo lubrif +---------+---------+---------+---------

Não aplica (-------*--------)

Plantforme 64 (--------*-------)

Renoform 74 (--------*-------)

Renoform Press 1 (-------*--------)

+---------+---------+---------+---------

-12,0 -6,0 0,0 6,0



Plantforme 64 -2,244 2,850 7,944

Renoform 74 -1,694 3,400 8,494

Renoform Press 1 -0,169 4,925 10,019

Tipo lubrif +---------+---------+---------+---------

Plantforme 64 (--------*-------)

Renoform 74 (--------*-------)

Renoform Press 1 (-------*--------)

+---------+---------+---------+---------

-12,0 -6,0 0,0 6,0



Renoform 74 -4,544 0,550 5,644

Renoform Press 1 -3,019 2,075 7,169

Tipo lubrif +---------+---------+---------+---------

Renoform 74 (--------*-------)

Renoform Press 1 (-------*--------)

+---------+---------+---------+---------

-12,0 -6,0 0,0 6,0



Renoform Press 1 -3,569 1,525 6,619

Tipo lubrif +---------+---------+---------+---------

Renoform Press 1 (--------*-------)

+---------+---------+---------+---------

-12,0 -6,0 0,0 6,0

108


prova com raio de 8 mm, com atuação do prensa chapa versus lubrificantes. Results for: Worksheet 1(R = 8; BH = 1)

One-way ANOVA: d raio_fnd versus Tipo lubrif

Source DF SS MS F P

Tipo lubrif 5 139,13 27,83 3,84 0,015

Error 18 130,53 7,25

Total 23 269,66

S = 2,693 R-Sq = 51,59% R-Sq(adj) = 38,15%


Pooled StDev

Level N Mean StDev --------+---------+---------+---------+-

Extrudoil 4 18,825 2,665 (-------*-------)

MZA 20 4 14,875 1,871 (--------*-------)

Não aplica 4 10,600 3,695 (-------*-------)

Plantforme 64 4 14,900 3,091 (--------*-------)

Renoform 74 4 15,825 1,044 (-------*-------)

Renoform Press 1 4 15,325 2,934 (-------*-------)

--------+---------+---------+---------+-

10,5 14,0 17,5 21,0

Pooled StDev = 2,693






MZA 20 -9,996 -3,950 2,096

Não aplica -14,271 -8,225 -2,179

Plantforme 64 -9,971 -3,925 2,121

Renoform 74 -9,046 -3,000 3,046

Renoform Press 1 -9,546 -3,500 2,546

Tipo lubrif +---------+---------+---------+---------

MZA 20 (-------*--------)

Não aplica (-------*--------)

Plantforme 64 (-------*--------)

Renoform 74 (--------*-------)

Renoform Press 1 (--------*--------)

+---------+---------+---------+---------

-14,0 -7,0 0,0 7,0

109

Tipo lubrif = MZA 20 subtracted from:Tipo lubrif Lower Center Upper

Não aplica -10,321 -4,275 1,771

Plantforme 64 -6,021 0,025 6,071

Renoform 74 -5,096 0,950 6,996

Renoform Press 1 -5,596 0,450 6,496

Tipo lubrif +---------+---------+---------+---------

Não aplica (--------*--------)

Plantforme 64 (--------*--------)

Renoform 74 (-------*--------)

Renoform Press 1 (--------*-------)

+---------+---------+---------+---------

-14,0 -7,0 0,0 7,0



Plantforme 64 -1,746 4,300 10,346

Renoform 74 -0,821 5,225 11,271

Renoform Press 1 -1,321 4,725 10,771

Tipo lubrif +---------+---------+---------+---------

Plantforme 64 (-------*--------)

Renoform 74 (-------*--------)

Renoform Press 1 (--------*-------)

+---------+---------+---------+---------

-14,0 -7,0 0,0 7,0



Renoform 74 -5,121 0,925 6,971

Renoform Press 1 -5,621 0,425 6,471

Tipo lubrif +---------+---------+---------+---------

Renoform 74 (-------*--------)

Renoform Press 1 (--------*-------)

+---------+---------+---------+---------

-14,0 -7,0 0,0 7,0



Renoform Press 1 -6,546 -0,500 5,546

Tipo lubrif +---------+---------+---------+---------

Renoform Press 1 (-------*--------)

+---------+---------+---------+---------

-14,0 -7,0 0,0 7,0

Documents

DISSERTA O DE MESTRADO Pg Iniciais.doc)repositorio.unicamp.br/bitstream/REPOSIP/264452/1/Silva... · 2018-08-14 · SILVA, Marco Fabrício Lopes Pereira da, Influence of the Lubricant